Копылов И.П. Проектирование электрических машин
Глава девятая. Элементы конструкции и механические расчеты
9-1. Магнитопровод статора .	387
9-2. Станины .....	392
9-3. Валы ......	394
9-4. Подшипники. Подшипнико-
вые щиты...................401
9-5. Полюсы ......	407
9-6. Механический расчет магнитопровода ротора синхронной машины .	.	.	•	418
а)	Расчет дискового ротора	419
б)	Расчет ротора в виде
магнитного колеса .	.	420
9-7. Роторы асинхронных двигателей и якоря машин постоянного тока .	.	.	422
а)	Механический расчет магнитопроводов .	. .	423
б)	Расчет бандажей	и	клиньев 	426
9-8. Коллекторы ....	429
а) Механический расчет
коллектора с нажимными
конусными фланцами	.	431
б)	Механический расчет коллектора на пластмассе.	434
9-9. Контактные кольца .	.	435
9-10,	Токосъемный аппарат	.	436
Этот электронный документ предназначен только для использования в образовательных целях
Глава девятая
ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИИ И МЕХАНИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ
9-1. МАГНИТОПРОВОД СТАТОРА
Магнитопроводы статора машин переменного тока общего назначения выполняют шихтованными из
электротехнической стали толщиной 0,35—0,5 мм. При внешнем диаметре магнитопровода до 990 мм он выполняется из целых листов (рис. 9-1), а при больших диаметрах со
25
387
бирают из отдельных сегментов (рис. 7-14). По внутренней поверхности магнитопровода штампуют пазы требуемой формы для размещения в них обмотки статора. Так как в размерах отдельных зубцов имеется разброс, обусловленный допусками при изготовлении штампа, то при шихтовке магнитопровода
Рис. 9-1. Пример чертежа листа статора.
Рис. 9-2. Крайний лист магнитопровода статора с приваренными к нему распорками (а) и формы распорок (б).
листы укладываются в одно и то же положение относительно друг друга по шихтовочпому знаку А, который вырубают на внешней их поверхности. Для изоляции листов друг от друга их после снятия заусенцев лакируют. Если лист изготовляют из стали 2013, то их подвергают термообработке, в результате которой стабилизируются потери в стали и создается поверхностный оксидный изоляционный слой.
При большой длине сердечника его подразделяют на пакеты, между которыми образуются вентиляционные радиальные каналы шириной 10 мм. Каналы образуют путем приварки к крайним листам пакета рас
порок (рис. 9-2), имеющих чаще всего двутавровое сечение.
При наружном диаметре до 452—493 мм сердечники набирают из целых листов, насаживая их на цилиндрическую оправку диаметром, равным внутреннему диаметру
7	2 3
Рис. 9-3. Магнптопровод статора, стянутый скобами.
/ — магнитопровод; 2 — скоба: 3 — нажимная шайба.
Рис. 9-4. Магнитопровод статора, залитый в оболочку.
/ — магнитопровод; 2 — оболочка (станина).
статора. Для предотвращения деформации (распушения) относительно тонких зубцов крайние торцевые листы магнитопровода штампуют из более толстых листов стали или их попарно сваривают точечной сваркой. Собранный таким образом магнитопровод прессуют и после этого скрепляют по наружному диаметру П-образными скобами (рис. 9-3). Скобы приваривают к торцам и наружной поверхности сердечника или, как это сделано у машин серии 4А, укладывают в специальные канавки В (рис. 9-1) в форме ласточкина хвоста на внешней поверхности магиитопровода (см. рис. 6-2,6). После укладки обмотки и пропитки ее лаком сердечник запрессовывают в станину и закрепляют стопорными винтами.
В асинхронных машинах небольшой мощности (й<63 мм) спрессованный магнитопровод заливают в форме алюминием пли алюминиевым сплавом (рпс. 9-4). Заливка захватывает внешнюю поверхность и частично торцы магнитопровода, в результате чего он оказывается закрепленным в алюминиевой оболоч
388
ке. Эта оболочка не только скрепляет магнитопровод, ио и является станиной машины.
При внешних диаметрах магнитопровода от 520 до 990 мм он собирается из листов, которые укладываются в расточенный по второму классу корпус или на обработан-
Рис. 9-5. Магнитопровод статора, запрессованный нажимными шайбами.
-нажиМЕтая шайба; 2 — ребро станины; 3 — нажимные пальцы; 4 — запорная шпонка.
ные ребра (рис. 9-5). Сердечник запрессовывают между двумя нажимными шайбами (кольцами). Для создания осевого сжатия у одного края ребра имеется выступ, а у другого края — канавка, в которую вставляется запорная шпонка. Нажимная шпонка передает усилие сжатия на магнитопровод через нажимные пальцы — стальные пластинки, приваренные к крайним листам. Применяют и другой способ изготовления магнитопроводов, когда его собирают на оправке и скрепляют планками, которые приваривают к нажимным шайбам и частично к спинке магнитопровода. После укладки обмотки магнитопрсвод запрессовывают.
При внешних диаметрах магнитопровода более 990 мм он, как уже отмечалось, собирается из сегментов. Различают слоевую шихтовку, при которой каждый слой состоит из целого числа сегментов, и винтовую, при которой в каждом слое последний сегмент перекрывает первый.
Для шихтовки магнитопровода из сегментов существует несколько способов крепления листов активной стали в станине. В машинах общего назначения наибольшее распространение находит способ крепления на сборочных шпильках 5, которые од
повременно являются и стяжными (рис. 9-6). Базирование магнитопровода в радиальном направлении происходит на ребрах станины 1.
При механическом расчете магнитопровода проверяют прочность стягивающих его узлов.
При запрессовке магнитопровода шайбами проверяют прочность
Рис. 9-6. Магнитопровод статора, стянутый шпильками.
1 — ребро станины; 2—нажимное кольцо: 3— нажимные пальцы; 4 — глухая стенка станины; 5— сборочные шпильки,
этих шайб, нажимных пальцев и
где
шпонки. При стяжке магнитопровода шпильками выбирают их размер и число.
При расчете исходят из того, что давление в запрессованном сердечнике находится в пределах 7-Ю5—106 Па. Принимают, что образование веера в торцах зубцового слоя не снижает давления и реакции запрессовки. Такое допущение упрощает расчетные формулы и идет в запас прочности.
Расчет нажимных шайб, пальцев и шпонок. На нажимные пальцы и шайбу действует изгибающий момент, созданный равномерным давлением спрессованного магнитопровода.
Полное усилие запрессовки рав-
Н:
Q^^D2-Sn),	(9-1)
ТС1 — коэффициент, который определяется в зависимости от o.=D/Da (см. рис. 9-5): Тс1== =0,785(1—а2);
Sn-~ площадь сечения всех пазов статора, м2;
Da—наружный диаметр магнитопровода статора, м. уси-
но,
Диаметр равнодействующей лия запрессовки, м,
_ Т2^-3П(Р+ЛП)
Dp~—^a--s; ’
0-2)
389
где коэффициент 72=0,524(1—а3); h„ — высота паза, м.
Момент, изгибающий нажимную шайбу, Н- м,
УК =	^р)
(9-3)
*	2
Напряжение изгиба, Па, ел/,
(9-4)
\	2	) 1
где Da, D2, Hi — в метрах (рис. Допустимое напряжение для стали СтЗ Одоп—600- 105 Па.
9-5).
Рис. 9-7. Размеры двутаврового сечения нажимного пальца.
Изгибающий момент, действующий на нажимные пальцы крайних листов сердечника в сечении А—А (см. рис. 9-5), Н • м,
= Дс Г^^Гз —
-^(О2-О-Лп)],	(9-5)
где 7’3=131 (1—а?) (14-2<Х1);
a,i=D/D2;
Z\ — число пазов.
Напряжение изгиба пальцев, Па, при двутавровом сечении пальца (рис. 9-7)
п _	6//Л/2
ВЛ/3—й. Л?
(9-6)
прямоугольном
сечении
где В, Н, hi, bi~B—t — размеры в метрах по рис. 9-7;
при пальца
. ЪМг
а, =------
2	В//2
(9-7)
Допустимое напряжение для стали СтЗ равно 1600- 10s Па; для комбинированных тавров из стали СтЗ 1900-105 Па.
Напряжение смятия дуговой шпонки, Па,
. __ Qt
см mb, /ь
(9-8)
где m — число шпонок;
b2, h2 — размеры контактной поверхности одной шпонки, м.
Допустимое напряжение осм= = 1500-105 Па.
Пример расчета. Исходные данные: синхронный двигатель Р„=200 кВт, Г)а = 74.10~2 м, 0 = 54-10"2 м, О2 = 65,4Х
м, Zi=72, йп=4,65-10-2 м:
2 м. Размеры пальца: В=0,6-10-2 шпонки для шайбы /п=6.
, Ьп = Н^1Х м. Контактная по-£>2X/is=4-10^2-0,5X 7/1 = 1,7- Ю~2 м, чис-
7-С1.-= 0.785(1 -
ХЮ = 1,23-10~2 ХЮ-2 м. всрхность ХЮ-2 м2, ло ШПОНОК I
а = — = 0,73, 74
— 0,732) = 0,37.
Площадь сечения всех пазов статора
Sn = 72-1,23- 10-М.65-10—2 = 410 Ю~4 м®
Усилие запрессовки по (9-1)
Q3 = 8-105 (0,37-742-10-' - 410-10~4) =
= 13-Ю4 н.
Из (9-2)
0.32-743-10—6 — 410' 10-4 (54 4--------------------------------
0.37-742- 10—« —
4- 4.65)  10-2
- ——'----------— 65-10~2 м;
— 410- 10—4
Т, = 0,524 (1 — 0,733) = 0,32.
Изгибающий момент по (9-3)
13-104(74 - 65) 10-2
Л), =-----------7----------= 58.о- 10“ Н-м
2
Напряжение изгиба по (9-4) 6-58,5- I02
1,7М0~1
— 0.83 получаем Т3—
1 ’	,74 + 65,4\
)
= 555-105 Па,
D	54
где при —— = D2	65,4
= 131 (1 —0.83)2 (1 4- 2-0,83) = 10.
Из (9-5)
8-Ю5 Г/ 65,4 X»
"-—((—)
410 10—4
(65,4 — 54 — 4,65) 10—2 =
МО —
2
= 15,7 Н-м.
Напряжение изгиба пальцев по (9-7)
о, =--6‘.?.5’-— = 1570-105 Па.
0,6-IMO-6
390
Напряжение смятия по (9-8)
Расчет числа и диаметра шпилек производится по усилию запрессовки сердечника, определяемой по (9-1).
Число шпилек
тш > Q3/aS0,	(9-9)
где So— лЦ-ш/4—площадь сечения шпильки по нарезке, м2;
£?Ош — внутренний диаметр резьбы шпильки, м.
Допустимое напряжение а для шпилек из стали марки СтЗ 1600Х Х105 Па, из стали марки Ст5 2100-10s Па.
Нажимные пальцы рассчитываются так же, как и в предыдущем случае.
Пример расчета. Синхронный двигатель: £>„ = 1,73 м, £>=1,2 м, Zi = 72, йц = 1,87-Ю-2 м, Л„ = 8,5-Ю-2 Мф
1,20
а = —у- = 0,69, Тс£ = 0,785 (1 -— 0,692) =0,41.
Из (9-1)
<2з = 8-106 (0,4! • 1,732 — 72-1,87- 10~2Х Х8.5-10-2) = 23-105 Н.
Берем шпильки М36 ($«=7,4-10~‘ №) из стали Ст5.
По (9-9) 23-105
Число шпилек выбирается 16.
Бандажные кольца обмотки статора. При протекании тока по обмотке статора на ее лобовые части действуют электродинамические силы, которые стремятся отогнуть их к сердечнику. Особенно велики эти силы при внезапных коротких замыканиях, когда токи возрастают в несколько раз по сравнению с их номинальным значением. Для предупреждения отгиба лобовых частей применяется крепление их с помощью бандажных колец (рис. 9-8). Необходимость применения бандажных колец определяется вылетом лобовых частей L и высотой паза hn. Если длина вылета при дан
ной высоте паза лежит выше кривой (рис. 9-8), то установка бандажных колец необходима. Число колец тк определяется из расчета: одно кольцо на каждые 100 мм вылета лобовой части сверх значения, ограниченного кривой на рис. 9-8.
Рис. 9-8. К определению числа бандажных колец.
Сечение колец выбирают по растягивающему усилию, испытываемому кольцом при внезапном коротком замыкании, Н,
(9-Ю)
где О— внутренний диаметр сердечника, м;
2р— число полюсов;
х+ — относительное переходное реактивное сопротивление обмотки статора (находится из электромагнитного расчета); для предварительных расчетов можно принять: у синхронных явнополюсных машин х*= =0,24-0,3; у короткозамкнутых асинхронных двигателей	х,=0,15—0,25;
у асинхронных двигателей с фазным ротором х,= =0,25—0,4.
Напряжение растяжения в кольце
<r = QK/SK, (9-11)
где SK=nd*/4,
dK — диаметр кольца, м.
391
Тогда
(9 12)
При доброкачественной кузнечной сварке кольца из СтЗ допустимое напряжение растяжения принимают <т=1800-105 Па. Бандажные кольца изготовляются из прутков с диаметрами 10, 12, 16, 20, 24 мм и
Рис. 9-9. Крепление бандажных колец с помощью шпилек.
прутков квадратного сечения 22X22 и 32X32 мм2. В машинах с наружным диаметром магнитопровода статора более 1 м к бандажным кольцам привариваются петли, которые кренятся с помощью шпилек к нажимным шайбам статора (рис. 9-9).
Число шпилек выбирают в зависимости от диаметра сердечника: берут 4 шпильки при диаметрах от 1 до 2 м, 6 шпилек при диаметрах от 2 до 2,6 м и 8 шпилек при диаметрах свыше 2,6 м.
Пример расчета. 0=1,2 м, h„ = = 8,5-10-г м, х. = 0,15, вылет лобовой части обмотки 23,4 см.
При высоте паза йп = 75 мм вылет лобовой части равен 23,4 см, поэтому бандажные кольца необходимы	(23,4>
>21,5 см). Берем т=1, тогда: по (9-10)
Л 1,11 / 1,2 V
<2к = ~:  ГТ-7Т - Ю« = 1,98- 10« н;
1	\О-0,1О/
по (9-12)
Для изготовления кольца выбирается пруток диаметром 12 мм.
9-2. СТАНИНЫ
Станины статоров электрических машин выполняются литыми, сварными или из цельнотянутых труб.
В машинах переменного тока станина является каркасом, в котором располагается магнитопровод статора с обмоткой. Конструкция станины зависит от степени защиты машины.
Для асинхронных двигателей закрытого исполнения (степень защиты IP44 (см. рис. 6-1) применяют литые чугунные станины цилиндрической формы. Для улучшения охлаждения машины на внешней поверхности станины отливают продольные ребра (при /1^355 мм) или приваривается распределенный воздухоохладитель, состоящий из двух-трех рядов стальных трубок диаметром 32—40 мм (при /г^400 мм). Между ребрами или через трубки воздухоохладителя наружным вентилятором, расположенным на валу машины, прогоняется охлаждающий воздух. Высоту ребер йР выбирают равной (0,i5—0,2)7г. Число ребер, приходящихся на четверть поверхности станины, выбирают от 8 до 12.
Внутренняя поверхность станины у машин небольшой мощности гладкая, обработана для посадки магнитопровода статора, а у более крупных машин (при /г>400 мм) для закрепления сердечника на ней предусматривают продольные ребра.
У двигателей защищенного исполнения (степень защиты IP23) (см. рис. 6-2) станины выполняют литыми с гладкой внешней поверхностью, а на внутренней поверхности имеются 4—6 рсбер для посадки магнитопровода. В боковых частях станины предусматривают отверстия для выхода охлаждающего воздуха. Отверстия закрываются жалюзи, которые штампуют из стали или выполняют из алюминиевых сплавов.
В синхронных машинах относительно небольшой мощности станины также выполняются литыми (рис.9-10).
Для машин переменного тока большой мощности (больше сотен киловатт) чаще всего применяются сварные станины. Сварные станины выполняются в виде кольцевой коробки П-образного сечения и состоят из ряда продольных балок, приваренных к боковым кольцам
392
(рис. 9-11). В машинах общего назначения чаще всего применяются станины с «глухой» наружной стенкой (см. рис. 9-6). Одна из торцевых наружных стенок 4 такой станины имеет отверстие, диаметр которого меньше внешнего диаметра магнитопровода (глухая стенка). К этой стенке приваривают нажимные пальцы 3. Вторая торцевая стенка открытая, и через нее ведут шихтовку сердечника. К этой стенке после прессовки сердечника приваривается нажимное кольцо 2 с пальцами 3.
В машинах постоянного тока станина, помимо того что к ней при-
Рис. 9-10. Литая станина с впрессованным магнитопроводом.
Рис. 9-11. Сварная станина.
крепляются главные и дополнительные полюсы, является частью магнитопровода. В целях уменьшения размеров подшипниковых щитов и повышения их жесткости иногда увеличивают длину станины. Развитая в сторону подшипниковых щитов часть станины может иметь меньшую толщину. Толщина станины определяется из электромагнитного расчета. Полученные размеры станины обеспечивают ее достаточную прочность и жесткость. В машинах постоянного тока станины как при защищенном (степень защиты IP22), так и при закрытом исполнении (степень защиты IP44) (см. рис. 8-3) имеют гладкую внешнюю поверхность. При высотах оси вращения до 200 мм станины выполняются из цельнотянутых стальных труб, а при больших высотах оси вращения свариваются из толстолистовой стали, свернутой в трубу. Сварочный шов целесообразно располагать по линии главных полюсов, чтобы исключить влияние этого шва на распределение потока. В удлиненных станинах предусматривают люки для обслуживания коллектора и подачи охлаждающего воздуха.
Для улучшения работы двигателей постоянного тока при питании их от тиристорных преобразователей целесообразно станины выполнять шихтованными из листов электротехнической стали толщиной 1 мм.
При проектировании станины электрической машины в нижней ее части должны быть предусмотрены лапы, с помощью которых она крепится к фундаменту. Расположение лап на станине должно быть таким, чтобы можно было свободно вставлять в их отверстия крепящие машину болты, а в машинах постоянного тока, к тому же, не затруднять установку и выем болтов, крепящих полюсы. Опорные лапы либо отливаются заодно со станиной, либо изготовляются отдельно. Кроме того, на станине должны быть окна и приваренные или отлитые основания для размещения коробки вводных проводов.
В верхней части станины делают приливы или приваривают бо-
393
вышки, в которых высверливаются отверстия и нарезается резьба для рым-болтов. В малых машинах делается один рым-болт, а у более крупных — два. При массе машины менее 30 кг рым-болт отсутствует. Станины должны иметь зажим для заземления.
При внешнем диаметре станины менее 1 — 1,5 м к ее торцам болтами привертываются подшипниковые щиты, для чего на торцах должны быть выполнены кольцевые заточки для посадки и предусмотрены приливы или ушки с нарезанными отверстиями для крепления щитов. При больших диаметрах станин применяют стояковые подшипники.
В последнее время получили распространение станины прямоугольной формы. «Цашина такой формы лучше вписывается в интерьер производственных помещений, гармонируя с прямыми линиями колонн, окон, станков и т. п. Кроме того, при прямоугольной форме станин удается лучше использовать ее внутренний объем и за счет этого уменьшить размеры машины.
9-3. ВАЛЫ
Электрические машины общего назначения в большинстве случаев выполняют с горизонтальным расположением вала. В этом случае вал несет на себе всю массу вращающихся частей, через него передается вращающий момент машины. При сочленении машины с исполнительным механизмом (для двигателя) или с приводным двигателем (для генератора) через ременную или зубчатую передачу, а также и через муфту на вал действуют дополнительные изгибающие силы. Кроме того, на вал могут действовать силы одностороннего магнитного притяжения, вызванные магнитной несимметрией, усилия, появляющиеся из-за наличия небаланса вращающихся частей, а также усилия, возникающие при появлении крутильных колебаний. Правильно сконструированный вал должен быть достаточно прочным, чтобы выдержать все действующие на него нагрузки без появления остаточ
ных деформаций. Вал должен также иметь достаточную жесткость, чтобы при работе машины ротор не задевал о статор. Критическая частота вращения вала должна быть значительно больше рабочих частот вращения машины. При критической частоте вращения вынуждающая сила небаланса имеет частоту, равную частоте собственных поперечных колебаний вала (т. е. наступает явление резонанса), при которой резко увеличиваются прогиб вала и вибрация машины.
Валы изготовляют из углеродистых сталей преимущественно из стали марки 45. Для повышения механических свойств сталей их подвергают термической обработке.
Размеры вала определяют при разработке конструкции. Валы имеют ступенчатую форму с большим диаметром в месте посадки магнитопровода ротора. Число ступеней вала зависит от количества узлов машины, размещаемых на нем (магнитопровод, коллектор, подшипники, вентилятор, контактные кольца и т. д.). При переходе с одного диаметра вала на другой для предупреждения недопустимой концентрации напряжений в местах переходов должны быть предусмотрены закругления (галтели) максимально возможного радиуса. Отношение радиуса галтели к диаметру вала должно быть больше 0,05. По этой же причине не следует применять отношение диаметров соседних ступеней вала более 1,3. Иногда в машинах постоянного тока для фиксации положения пакета магнитопровода якоря на валу предусматривается упорный буртик. Диаметр вала, см, в той его части, где размещается сердечник, предварительно можно выбрать по формуле
Рп/пн, (9-13)
где Рн, п„ — номинальные значения соответственно мощности, кВт, и частоты вращения, об/мин;
ka — коэффициент, значение которого следует принять равным 24—29 для машины средней мощности и 18—20 для крупных машин (от 400 кВт и выше) .
394
Таблица 9-1
Цилиндрические концы валов
	/о.	мм		^01	ММ
rf, мм	Исполнение		с/, мм	Исполнение	
	!	2		1	
7 9 11 14	16 20 23 30	1111	80 85 90 95	170	130
					
16 18 19	40	28	100 НО 125	210	165
22	50	36	140	250	200
24			150	250	210
					
28	60	42	160 170	300	240
32 38	80	58	180		
			190 200 220		
42 48 55	100	82		350	280
		1	250	410	330
		1			
60 65 70	140	105 j	280 320	470	380
75		!	360	550	450
Окончательные размеры вала устанавливаются после его расчетов и а жесткость и прочность. Свободный конец может иметь цилиндрическую или коническую форму. Широкое применение имеют валы с цилиндрическим концом. На этот конец насаживаются полумуфта, или шкив, или шестерня, которые закрепляются с помощью шпонки. На валу имеется еще ряд шпонок для закрепления различных узлов, размещаемых на валу. В целях упрощения обработки вала ширину всех шпонок желательно брать такой же, как и свободного конца.
Размеры свободного конца вала (рис. 9-12) должны быть выбраны в соответствии с ГОСТ 18709-73 и ГОСТ 20839-75 (табл. 9-1). Концы валов предусматриваются двух исполнений — длинные и короткие.
Шпонки для свободного конца вала выбирают по стандартам.
При конструировании следует также согласовать размеры шеек вала, на которых размещаются подшипники, с размерами выбранных подшипников.
Расчет вала на жесткость. При расчете прогиба вала принимают, что вся масса активной стали рото-
Рис. 9-12. Свободный конец аала.
ра с обмоткой и коллектором (в машинах постоянного тока) и участка вала под ними приложена в виде сосредоточенной силы GP посередине длины магнитопровода. Массой частей вала ближе к опорам можно пренебречь. Массу указанных частей определяют по данным электромагнитного расчета.
Принимая, что ротор асинхронного двигателя или якорь машины постоянного тока представляют собой сплошной цилиндр с плотностью 8300 кг/м3, его массу можно определить как
/пр = 6500D]
приближенно масса коллектора равна:
тк --= 61000] 1К,
где О2 — внешний диаметр ротора (якоря), м;
12— длина сердечника без радиальных вентиляционных каналов, м;
О„, /н— внешний диаметр и длина коллектора, м.
В машинах постоянного тока в том случае, когда коллектор насаживается на вал, расчет прогиба проводится исходя из приведенной силы тяжести:
Go = GJ, + <pGK=9,81 (/Яр+фЩк), (9-14) где //ip— масса якоря с обмоткой и валом, кг;
тк— масса коллектора с валом пол ним, кг;
<р— коэффициент, который берут из табл. 9-2 в зависи-
395
____________________ajl___________________
0.2 I 0.3 I 0.4 | 0,5 | 0,6	0,7
Таблица 9-2
0,3 0,4 0,5 0,6 0,7
0,6 0,55 0,56 0,62 0,75
0,84
0,77
0,78
0,86
1,02 0,94 0,94 1
1,12
1,12 1,03
1
1,03
1,12
1,12 1
0,94 0,94 1,02
1
0,86
0,78
0,77
0,82
Рис. 9-13. К определению коэффициента <р.
мости от отношений Ь/1 и ajl (рис. 9-13).
При креплении корпуса коллектора к корпусу якоря масса коллектора учитывается как прибавка к массе якоря.
При определении прогиба вала воспользуемся аналитическим методом. Для этого необходимо иметь эскиз вала со всеми его размерами (рис. 9-14). Вал разбивают на три участка: а, b и с. Прогиб вала, м, под действием силы Gp на участке, соответствующем середине пакета,
+	(9-15)
где £ —модуль упругости: £ = = 2,06-10'1 Па;
Л — экваториальный момент инерции вала, м4; для сплошного вала диаметром d имеем Z=nd4/64, для полого вала J — —------— ;
64
Gp = 9,81 тр — сила тяжести ротора, Н.
В (9-15) все линейные размеры должны быть взяты в метрах. Расчет fG удобно представить в виде таблицы (см. пример расчета).
Электрическая машина сочленяется с исполнительным механизмом или двигателем одним из указанных способов: через ременную передачу, зубчатую передачу или через упругую муфту. При работе машины возникают поперечные силы £п, приложенные к выступающему концу вала и соответственно вызванные натяжением ремня, давлением на зубец шестерни или же неточностью сопряжения валов и изготовлением деталей муфты. Эту силу £п, Н, можно определить как
^ц = /гцМн/Я. (9-17)
где Мн — номинальный вращающий момент, Н • м:
для двигателя
М„ = 9550 Р„/пн, для генератора
ЛД = 9550£H/t)nH;
396
Pfh — номинальные мощность, кВт, и частота вращения, об/мин;
k„ — коэффициент; при передаче упругой муфтой /гп=0,3, при передаче зубчатыми шестернями k„ = = 1,05, при передаче клиновыми ремнями £„ = 1,8, при передаче плоскими ремнями £п=3;
R — радиус делительной окружности шестерни или радиус по центрам пальцев муфты или окружности шкива, м.
Сила Fn вызывает дополнительный прогиб вала под серединой магнитопровода:
_ с х
~ ЗЕ1-
x[(4/So-SBj« + Sab], (9-19) ч2 — и2
где$0=2 ———	(см. рис. 9-14
J i
и табл. 9-3);
с— расстояние от точки приложения силы Fn до ближайшей опоры, м.
При сочленении валов с помощью шкива или зубчатой шестерни точка приложения силы F„ лежит в середине свободного конца вала (рис. 9-14). При сочленении валов эластичной муфтой сила приложения лежит посередине упругой части пальцев.
Прогиб вала вызывают также силы одностороннего магнитного притяжения, которые возникают, если ротор будет смещен из центрального положения по отношению расточки машины. Первоначальное смещение ротора происходит вследствие неточности обработки, износа подшипников и прогиба вала под действием сил Gp и Fn. Первоначальное смещение ротора, м, принимают равным:
ео = О,1б+/с+/п,	(9-20)
где 6 — воздушный зазор, м.
Вследствие смещения ротора магнитные потоки полюсов будут неодинаковы. У полюсов, расположенных со стороны меньших воздушных зазоров, потоки больше. Соответственно больше и сила по
перечного магнитного притяжения. Силу одностороннего магнитного притяжения, Н, вызванную смещением ротора на во, определяют по формуле
To = 2,94Ds/2-^lO\ (9-21)
где D2 — диаметр ротора, м;
/г — длина ротора без радиальных каналов, м.
Сила То вызывает дополнительный прогиб вала, который пропорционален прогибу fc от веса ротора:
/T = /Cw <9-22)
Вследствие увеличения прогиба силы магнитного притяжения увеличатся, что вызовет дальнейшее увеличение прогиба. Так будет продолжаться до тех пор, пока магнитное притяжение и жесткость вала не уравновесятся, при этом установившийся прогиб под действием сил магнитного притяжения будет равен:
/м =	.	(9-23)
1 — гп
где m=frle0.
Результирующий прогиб вала определяется для наихудшего случая, когда отдельные составляющие прогибов суммируются:
f = /м + fc + А,-	0-24)
Для надежной работы машины допустимый прогиб зависит от способа ее сочленения с исполнительным механизмом или двигателем.
При применении соединительной упругой муфты суммарный прогиб в процентах длины воздушного зазора должен составлять в асинхронных двигателях не более 10%, в синхронных машинах — не более 8% и в машинах постоянного тока— не более 6%. При сочленении посредством ременной передачи прогиб должен быть не более 10% воздушного зазора. При ограничении перекоса зубьев при зубчатой передаче прогиб не должен превышать 10% у асинхронных двигателей, 7% У синхронных машин и 5% у машин постоянного тока.
397
Критическая частота вращения. Для определения критической частоты вращения, об/мин, воспользуемся приближенной формулой, которая получена при учете одностороннего магнитного притяжения в предположении, что ротор представляет однородную систему;

(9-25)
Рабочая частота вращения ротора должна отличаться от критической не менее чем па 30%.
Расчет вала на прочность. Вал
электрических машин передает вращающий момент и, кроме того, испытывает изгибающие усилия от
сил тяжести, магнитного притяжения и от поперечных сил на свободном конце. В результате этого вал испытывает совместное действие напряжения изгиба и напряжения кручения.
При совместном действии изгиба и кручения по теории наибольших касательных напряжений приведенное к случаю изгиба напряжение, Па, определяется по формуле стпр=К °2 + 4 (эт)2,	(9-26)
где ст— напряжение изгиба, Па;
т— напряжение кручения, Па;
а—отношение	допустимого
напряжения при изгибе к удвоенному допускаемому напряжению при кручении.
Учитывая, что
М„ о — —— 0,1 d3
т__. кМ„
0,2d3 ’
(9-27)
(9-28)
и
после подстановки получаем расчетную формулу
Стпр—~ VMl+ {kaM^,	(9-29)
где W'—момент сопротивления при изгибе, м3; для вала диаметром d
W^0,\cP-,	(9-30)
MSI— изгибающий момент в расчетном сечении, Н-м;
Мн— номинальный	вращаю-
щий момент, Н-м;
k—коэффициент перегрузки; его в среднем можно принять равным 2—2,5.
Коэффициент а принимают равным 0,6 для нереверсивных машин и 0,8 для реверсивных.
Расчет вала на прочность заключается в определении напряжений в сечении каждой его ступени. Для этого необходимо для каждой ступени определить изгибающий момент с учетом перегрузки и момент сопротивления при изгибе. На участках вала, ослабленных шпоночными канавками, момент сопротивления определяется по диаметру d0 (см. рис. 9-14). Изгибающий момент, Н-м:
для участка вала с (рис. 9-14)
M„^kFnZi, (9-31) для участка b
Mn^kFnc[\ -у) +
+ (Gp+7')^i;	(9-32)
для участка а
Мп = lfeFnc + (Gp + T)bl -^- - (9-33)
Нагрузка от установившегося магнитного притяжения, Н,
Т =-	.	(9-34)
1 — m
Расчетные значения стцр сопоставляют с допускаемым для данного материала. Допускаемое значение напряжения не должно превышать величины 0,7 от предела текучести. Для стали марки 45 предел текучести 3600-105 Па.
Пример расчета вала асинхронного двигателя, имеющего Л1Н —3190 Н-м, пн=585 об/мин, массу ротора (включая среднюю часть вала) 753 кг, наружный диаметр сердечника ротора Di=55-10-3 м, длину сердечника ротора без радиальных каналов /г=36,5*10~2 м, воздушный зазор 6=0,08Х ХЮ"! м. Сочленение двигателя с приводом— через эластичную муфту. Диаметр по центрам пальцев муфты £>i=28,5’ 10-2 м. Размеры вала приведены на рис. 9-15.
Gp = 9,81-753 = 7400 Н;
по (9-17)
3190
f°-0’3b,5^;5^— 6700 н-
398
Прогиб вала посредине сердечника под действием силы тяжести ротора по (9-15) 7400
,<?= 3-2,06- 1011-92,2--10—1 (48>23'10?х
Х43,1?-10—* 4- 32,53-10-- 49,1  10-1) =
= 0,0022-10-? м.
Sh = 48,23-10? м-1 и $„ = 32,53-10? м-1
(взяты из табл. 9-3),
Прогиб вала посредине магнитопровода ротора от поперечной силы муфты по (9-19)
6700-33,5-10—-
3-2,06-10u-92,2?-10-4
3
—-92.2Х
X 10-?-1,01-10* —48,23-10?)-43,1-10-?-Ь
4-32,53-10?-49,1-10—? =0,0022-10-? м.
Первоначальное смещение ротора по (9-20)
еа = 0,1 -0,08-10-? 4-0,0022-10~? -|-
4-0,0022-10—? = 0,0124  10—? м.
Начальная сила одностороннего магнитного притяжения ио (9-21)
X 10s = 9200 Н.
Прогиб от силы То но (9-22)
9200
1Т - 0,0022-10—?-----= 0,0027-10-? м.
7400
Установившийся прогиб вала от одностороннего магнитного притяжения по (9-23)
,	0,0027- 10-?
1-0,218
0,0027 ш =------- =0,218.
0,0124
Суммарный прогиб посредине магнитопровода ротора
f = (0,0035 4- 0,0022 4- 0,0022)-10~? =
= 0,0079-10-? м,
т. е. составляет 9,92% от 6, что допустимо.
Критическая частота воащения но (9-25)
т /	1—0,218
Лк==3°И 0,0022-10-?^ 5650 °б/МИН>
> 1,3пн.
В расчете на прочность принимаем коэффициент перегрузки k—2.
Напряжение на свободном конце вала в сечении А (рис. 9-15): по (9-31)
Л11|Л = 2-6700-23,5-10-? = 3140 Н-м;
по (9-30)
1ГЛ = 0,1-9,23-10—’ = 78-10—’ м3;
по (9-29)
__ ~И314О”-Ч- (2-0,6-3190)~ °пр-4 —	78-10-’
= 632-10’ Па.
Напряжение в сечении В:
Л1иВ = 2-6700-31-10-4 = 4150 Н-м;
= 0,1-10,53-10-’ = 110-10-“ м3;
_ /41502-4(2-0,6-3190)-~ _
°пРв—	110-10“’	~
= 490-101 Па.
Напряжение в сечении С: из (9-32) и (9-34)
/	2,5-10—2\
Л4И,- = 2-6700-33,5-10—? 1 — — ----— 4-
нС	\	92,2-10-?/
2,5- 10--’
4-(7400 4- 11 700)-43,1-10-g	• .,=
92,2- 10—£
= 4570 Н-м;
399
400
№ участка	dp м	Jp М‘	|/г, М	в3, мг
Левая часть 1	11-10-2	719-10-s	2,5-10-2	16- ю-«
2	13,5-10-?	1630-10—8	П-10-?	1330 - ю—в
3	15-10-?	2480-10—8	40-Ю-?	118 800- Ю-6
			У3, ~ у1-\	= 48,23-102 м-2
		Ob — 2-	Ji	
№ участка	df м	J., м*	м	Хр м*
Правая часть 1	11-10-2	719-10—8	2,5	16-ю—6
2	13,5-10-2	1630-10—8	11	1330-10—6
3	15-Ю-?	2480-10—8	43,1	80 000-10-6
		-Sa = S		= 32,53-10“ м-
			Ji	
Таблица 9-3
	3 3 	1 м 1	м1		2 2
16-Ю~5	0,02-10-	6.25-10—4	6,25-10—4	0,01-104
1314-Ю-6	0,81 10?	121-10—*	115-10—4	0,07-10*
117 470-10—«	47,4-10?	2410-10-»	2299-10—1	0,93-10*
			2	2 “ У 1^1	01-10* м?
		50 —	— 1» Ji	
	/ х? ,			
	'	1	1			
(	1—г				
1G-10—«	0,02-10?			
1314-10—6	0,81-10?			
78 670-10—6	31,7-10?			
9200
Т -------------- = 11 700 Н;
1—0,218
Wc = 0,1  II3-10-“ = 132-10-“ м3;
из (9-29)
К4570гН- (0,6-2-3190)-апрС —
1.32-10—“ = 450-105 Па. Напряжение в сечении Д:

М..л = 2-6700-33,5-10—?1 1 —----—-----•) 4
"д	\	92,2-10—?/
+ (7400 4- 11 700) 43,1-10-? 11-10 -- = 92,2-10—3
= 4840 Н-м;
№д = 0,1  13,53-10—* = 245-10—* м»;
| 4840-’4-(2-0,6-3190)-алрД _
245- 10—6 = 250-Ю5 Па.
Напряжение в сечении Г:
Л4нГ= [2-6700-33,5-10-3 4-(7400 4-
2,5- Ю-2
4- И 700) 49,1-10-?] —------=370 Н-м;
'	J 92,2-10-3
W'r = 0,l-ll3-10-s= 132-10—3 м3;
V37Q24- (2-0,6-3190)-
апрГ—	132-10-“
= 241- 105 Па.
Сечение Ж:
МнЖ = [2-6700-33,5-10-3 4- (7400 4-
11-10--
4- 11 700) 49,1-10-?]	2 1о_2 = 1650 Н-м;
«7ж = 0,1-13,53-10-’=245-10-“ м»;
V1650* 4- (2-О,6-3190)~
алРйК —	245.10_6
= 170-10“ Па.
Из сопоставления полученных данных следует, что наиболее нагруженным является сечение Я, для которого
опр = 632- 10s < 0,7-3600- 10s Па.
9-4. ПОДШИПНИКИ. ПОДШИПНИКОВЫЕ ЩИТЫ
В электрических машинах с горизонтальным валом подшипники выполняют роль поддерживающих опор. Они воспринимают действия силы тяжести ротора, силы одностороннего притяжения, сил, возника
26—326
ющих от несбалансированности ротора и дополнительных продольных нагрузок от приводных механизмов. В машинах относительно небольшой мощности подшипники размещают в подшипниковых щитах, которые располагаются по торцам машины и предназначаются для прикрытия лобовых частей обмоток.
Рис. 9-16. Подшипниковый щит асинхронного двигателя.
Подшипниковые щиты выполняют сварными или литыми (рис. 9-16), в средней части щитов делают сквозное цилиндрическое отверстие для подшипников. Щиты при-болчиваются к станине. Для центровки относительно станины в верхней торцевой части щита делают кольцевой буртик. Если буртик подшипникового щита входит в расточку станины, то такое сочленение образует внутренний замок. При расположении буртика на наружной поверхности станины замок называется наружным.
В машинах защищенного исполнения в щитах делают окна для прохождения охлаждающего воздуха. Если подшипниковый щит охватывает коллектор или контактные кольца, то для доступа к щеткам в верхней его части делают проемы, закрываемые крышками. Для закрепления щита в станке при его обработке па нем делают специальные технологические приливы.
В машинах большой мощности при внешних диаметрах более 1 м
. .401
1 к
подшипники выносят за станину и устанавливают на специальных стояках (рис. 9-17). Стояковые подшипники крепят болтами к той же фундаментной плите, на которой установлена станина. Во избежание появления подшипниковых токов один из стояков изолируют от фундаментной плиты изоляционной
Рис. 9-17. Общий вид машины со стояковыми подшипниками.
прокладкой, при этом с помощью изоляционных трубок н шайб изолируют также крепящие болты и штифты,
Подшипниковые токи, которые замыкаются по контуру вал — стояк подшипника — фундаментная плита — стояк подшипника — вал, приводят к коррозии поверхности подшипников, шеек вала и вызывают старение масла. Причиной появления этих токов является .'9ДС, наводимая в вале от сцепленного с ним изменяющегося во времени потока, вызванного магнитной не-симметрией из-за наличия стыков между частями статора и сегментами, наличием шпоночных канавок, эксцентричного положения ротора и т. д. Появление подшипниковых токов наблюдается главным образом у машин относительно больших мощностей.
Подшипники по конструктивным признакам подразделяют на подшипники качения (роликовые и шариковые подшипники) и подшипники скольжения. По роду воспринимаемой нагрузки различают опорные подшипники с радиальной нагрузкой и упорные подшипники с аксиальной нагрузкой, а по функциональным признакам — несущие и направляющие подшипники.
В машинах с горизонтальным расположением вала в основном
402
применяют радиальные однорядные шарико- и роликоподшипники. Радиальные шарикоподшипники (рис. 9-18) могут кроме радиальной нагрузки воспринимать некоторую осевую нагрузку. При повышенном радиальном зазоре между шариками и дорожками качения колец подшипник приобретает свойства радиально-упорного подшипника и хорошо работает на восприятие больших осевых нагрузок. Поэтому
Рис. 9-18. Шарикоподшипник.
Рис. 9-19. Роликоподшипник.
в некоторых случаях (особенно в малых машинах) такие подшипники могут быть установлены в машинах с вертикальным расположением вала.
Роликоподшипники (рис. 9-19) применяют для больших нагрузок, чем это допустимо для шарикоподшипников.
Подшипники, показанные на рис. 9-19, а и б, могут воспринимать только радиальную нагрузку, а подшипник на рис. 9-19, в помимо радиальной нагрузки может воспринимать небольшую осевую нагрузку в одном направлении. В машинах небольшой мощности при 200 мм чаше всего оба подшипника выбираются шариковыми.
У машин средней и большой мощности подшипник со стороны привода, воспринимающий большую нагрузку, выбирается роликовым, а с противоположной стороны — шариковым.
От осевого перемещения на посадочных местах под действием
Рис. 9-20, Подшипниковые узлы с Шарикоподшипниками.
осевой нагрузки кольца подшипников удерживаются при помощи различных элементов — выступа и гайки или специальной упорной пластинки, закрепляющейся на болтах в торце вала, — или насаживаемым на нал кольцом. В машинах небольшой мощности обычно не делают фиксации внутренне
го кольца шарикоподшипника на валу, а закрепляют лишь наружное его кольцо подшипниковой крышкой, являющейся одновременно деталью, удерживающей смазку подшипника. Если в машине применяются оба шариковых подшипника, то для возможности перемещения подшипника в осевом направлении при расширении вала у одного из них, а иногда и у обоих следует предусмотреть зазоры между крышками и наружным кольцом (рис. 9-20).
Подшипники катящегося трения смазываются преимущественно консистентными смазками. Смазка служит для обеспечения коррозийной стойкости подшипников, распределения и отвода тепла, снижения потерь энергии за счет предотвращения сухого трения, уменьшения шума, защиты от попадания грязи. Рабочее пространство подшипникового узла заполняется смазкой не более чем на 2/3 объема. Выбор консистентной смазки производится на основании данных
Рис. 9-21. Подшипниковые узлы асинхронных двигателей серин 4А.
а — двигателя 4A1I2 с герметизированными подшипниками (/ — подшипниковый щит; 2— пружин* кос кольцо; герметизированный подшипник); б — двигателя 4АН180. смазка которого пополняется при разборке (/ — наружная крышка подшипника; 2—подшипник; 3 — внутренняя крышка подшипника); в — двигателя 4Л200 с. устройством для пополнения смазки (/ — масленка; 2 —пробка; j _ войлочное уплотнение наружной крышки подшипника: 4 —- кольцо уплотнения; 5 — стопорное кольцо; 5 — пробка спускного канала; 7— войлочное уплотнение внутренней крышки подшипника).
26*
403
об условиях работы подшипников.
Для нормальной работы подшипников необходимо предусмотреть уплотнения подшипниковых узлов, защищающих их от пыли, грязи, а также препятствующих вытеканию смазки в полость машины. Применяются различные конструкции уплотнений: фетровые, кольцевые зазоры, манжетные, лабиринтные и др. На рис. 9-21 показаны некоторые конструкции.
При больших частотах вращения (когда Лг>300, где п — частота вращения, об/мин, d — диаметр вала, м) для смазки подшипников применяют минеральные масла.
При проектировании машины перед конструктором ставится задача выбора ио каталогу типа подшипника, соответствующего нагрузке и условиям их работы.
Для подбора конструкции, типа и размера подшипника необходимо знать: 1) значение и направление действующих на подшипник нагрузок; 2) характер нагрузки (спокойная, ударная, переменная); 3) диаметр цапфы, на которую сажается подшипник; 4) частоту вращения машины в минуту; 5) желательный срок службы подшипника.
В общем случае на подшипник действует радиальная и осевая нагрузки. Выбор подшипника производится по приведенной динамической нагрузке Q. Для однорядных радиальных шарикоподшипников эта нагрузка, Н, определяется по формулам
Q — А'„ R при AIR < е\ (9-35а) (?=/<н(0,56/?+ УА)
при AIR > е. (9-356)
Приведенная динамическая нагрузка для радиальных роликоподшипников с короткими цилиндрическими роликами находится по (9-35а). В формулах (9-35) приняты следующие обозначения: A, R— осевая и радиальная нагрузки на подшипник, Н; Ка — коэффициент, учитывающий характер нагрузки двигателя: при постоянной спокойной нагрузке Аи=1, при нагрузке с умеренными толчками Ан = 1,5, при нагрузке со значительными
толчками /(н = 2, при нагрузке с ударами и частыми сильными толчками Л’н = 3; для общепромышленных машин в большинстве случаев можно принять /<н —1,5—2; Y — коэффициент приведения осевой нагрузки к радиальной. Значения У и е для однорядных радиальных шарикоподшипников в зависимости от отношения А/Со (Со — статическая грузоподъемность, Н, см. приложение V), определяют по табл. 9-4.
Таблица 9-4
д/с0	£	У
0,014	0,19	2,3
0,028	0,22	1,99
0,056	0,26	1,71
0,084	0,28	1,55
0,11	0,3	1,45
0,17	0,34	1,31
0,28	0,38	1,15
0,42	0,42	1,04
0,56	0,44 1	1
Для промежуточных значений А/Со применяют линейную интерполяцию. Для электрических машин с горизонтальным расположением вала в большинстве случаев можно не учитывать осевую нагрузку (Аа;0). При вертикальном расположении вала осевая нагрузка равна, Н:
А = Gp — GMK + 0,1 R, где Gp, Сшк— силы тяжести ротора (или якоря с коллектором) и шкива (или полумуфты) ;
0,1/?—осевое магнитное притяжение.
При определении радиальной нагрузки на подшипники /?д и RB исходят из наихудшего случая. Для нахождения Rb при односторонней передаче предполагается, что сила Fn направлена вниз, а для RA — вверх, тогда (рис. 9-22)
^ = ^4£-Нср+го)-7-; (9-36)
(9'37)
где Fn определяется для работы ма
404
шины в номинальном режиме, Н;
Gp — сила тяжести ротора, Н;
То — сила одностороннего магнитного притяжения, Н (см. § 9-3).
Определив приведенную нагрузку Q, а также учитывая частоту вращения подшипника п и требуемый срок службы в часах £д, находят динамическую грузоподъемность С, Н, которая является ос-
Рис. 9-22. К определению радиальных реакций подшипников Ra и Rb.
новной характеристикой подшипника:
для шарикоподшипников
для роликоподшипников
С = ^(£ЛП)ОЛ (9’38а)
Срок службы (или долговечность) подшипника в часах может быть задан или его выбирают равным ЛдХ15-У20) • 103 ч.
По найденной динамической грузоподъемности по таблицам ГОСТ (см. табл. П-36 и П-37) выбирают конкретный подшипник и находят его габаритные размеры.
Диаметр внутреннего кольца у выбранного подшипника должен быть равен диаметру цапфы. Наряду с динамической грузоподъемностью в таблицах приведены данные о предельной частоте вращения. Расчетное значение С должно быть меньшим или равным табличному значению. Если расчетное значение С получается больше табличного, а долговечность не может быть уменьшена, то следует выбрать подшипник из другой, соответствующей заданным параметрам серии. В некоторых случаях можно пойти на установку сдвоенных подшипников. При применении сдвоенных подшипников, учитывая неравномерность распределения между ними нагрузки, каждый подшипник следует рассчитывать на нагрузку, равную 70% всей нагрузки опоры. Подбор подшипников рекомендуется производить, начиная с легкой серин.
Подшипники скольжения. В настоящее время подшипники скольжения применяются главным образом для крупных электрических машин и выполняются в виде стояковых подшипников (рис. 9-23). Корпус подшипника изготовляется из чугуна. В корпус входят стояк / и верхняя крышка 2. Основными элементами подшипника являются вкладыш 3— втулка, разрезанная по образующей на две половинки. В его верхней половине делаются одно или два отверстия для смазочных колец 4. Вкладыши выполняются из стали, чугуна, бронзы и
Рис, 9-23, Стояковый подшипник с кольцевой смазкой.
405
Г0,2-ЦЗ) i
Рис. 9-24. Посадки вкладышей в корпусе подшипника, а — жесткая; б — сферическая; в — узкоцилиндрическая.
других материалов. Толщина вкладышей берется равной s= (0,05с/4~ 4-5 мм)ч-(0,1^4-0,5 мм), где d— диаметр цапфы. Внутренняя поверхность вкладыша, охватывающая цапфу вала, заливается антифрикционным белым сплавом — баббитом. Для улучшения связи между баббитом и вкладышем последний имеет кольцевые канавки в виде ласточкина хвоста. Толщина слоя заливки в зависимости от диаметра вкладыша равна 2—8 мм. Посадка вкладышей в корпус подшипников выполняется жесткой или самоус-танавливающейся (рис. 9-24). При жесткой посадке вкладыш фиксируется в гнезде, при самоустанав-ливающейся он опирается на шаровые опоры и может занимать положение в своих гнездах соответственно прогибу или перекосу вала. Для смазки трущихся поверхностей применяют масло. Способ подачи смазки выбирают в зависимости от условий работы машины. Наиболее распространенным способом смазки является кольцевая. Для этого на цапфу надевают металлическое кольцо большего диаметра. Кольцо свободно висит на цапфе, погружаясь в масляный резервуар подшипника. При вращении цапфы кольцо также начинает вращаться и, проходя через масляный резервуар, подает масло на верхнюю часть цапфы, где оно растекается по всей поверхности. Для контроля уровня масла в ванне подшипника имеется маслоуказа-тель, который снабжают смотровым стеклом. Кольцевая смазка применяется при окружных скоростях цапф с’ц—2ч-10 м/с. При ско
ростях иц>10 м/с применяют принудительную смазку. В этом случае в пространство между трущимися поверхностями подается извне под давлением масло, которое затем стекает в масляную ванну и по спускной трубе идет в холодильник, а затем снова к насосу. При такой смазке в подшипник поступает такое количество масла, которое необходимо для смазки и охлаждения подшипника. Масло подают под давлением (0,25—1)Х ХЮ5 Па. Находит применение также комбинированная система смазки, когда при принудительной смазке ставятся маслоподающие кольца.
Для предотвращения попадания масла в машину и вытекания его из подшипника в месте выхода вала из стояка ставят лабиринтные уплотнения и маслоулавливающие кольца.
Отдельные элементы подшипников скольжения стандартизированы.
Выбор подшипника скольжения производят по табл. 9-5, исходя из нагрузки на подшипник, которую определяют по формулам (9-36) или (9-37). Указанные в таблице размеры вкладыша подшипника означают его внутренний диаметр и длину. В таблице приведена ступенчатая линия, которая разграничивает подшипники с кольцевой смазкой (выше линии) и подшипники, требующие принудительной смазки.
Пример расчета. Подшипники качения для асинхронного двигателя спи — =585 об/мин (с.м. пример расчета в § 9-3). Gp = 7400 Н, Го = 9200 Н, fn = 6700 Н, 5 =
406
Таблица 9-5
Допускаемые нагрузки на подшипники с кольцевой смазкой, кН
Размеры, мм	Частота вращения, об/мин													
	125	150	167	187	214	250 ]	300 I	375	428 |	500 |	600	750 I	1000	1500
100X130									9,0	10,0	11,0	12,0	14,0	16,0
110X130								10,0	11,0	12,0	13,0	14,0	16,0	19,0
120X140								12,5	13,5	14,5	15,5	17,0	20,0	24,0
130X140							12,0	14,0	15,0	16,0	17,5	19,0	22,5	26,0
140X150							14,5	16,5	17,5	18,5	20,5	22,5	26,0	30,0
150X150							16,0	18,0	19,0	20,5	22,5	24,0	28,0	32,5
160X160							18,5	20,5	22,0	23,5	25,5	28,0	32,0	
180X180						22,0	24,5	27,0	29,0	31,0	33,5	37,0	42,0	
200X200					26,5	29,0	31,5	34,5	36,5	39,0	42,0	47,0	53,0	
220X220				31,5	33,5	36,5	39,5	43,0	46,0	48,5	54,0	59,0	66,0	
250X250			42,5	44,0	46,5	49,5	53,5	58,0	61,0	66,0	72,0	79,0		
280X280		53,5	55,5	58,0	61 ,0	66 0	71,5	77,5	82,0	87,5	94,0	104		
300X300		63,0	66,0	69,0	73,0	78,0	84,5	91,0	97,0	103	111	122,5		
350X350	85,0	91,0	95,5	100	105	114	122	134	140	150	160			
400X400	115	125	130	136	144	155	166	182	190	208	224			
450X450	155	165	173	180	190	205	220	241	256	273				
500X500	200	205	223	232	246	265	290	320	340					
0 = 43,1 ' 10"2 м, с = 33,5Х / = 92,2-10~2 м. Диаметр цапфы
= 49,1-10-= м ХЮ 2 м.
И-10-2 м.
Из (9-37) 33 5
R. = 6700-----’---(- (7400 -ф 9200) X
А	92,2
49,1
X------— = 10 590 Н;
92,2
из (9-35а)
Qa -= 1,5-10 590= 15 850 Н;
из (9-38)
15 850 3 • --------
С — —V 15 000-585 = 128 000 Ы. 25,6
При диаметре цапфы ПО мм выбираем шарикоподшипник средней серии 322 (С = = 158 000 Н).
Аналогично
33 5 до 2
RB = 6700	’ 92у ’ - + (7400 + 9200) X
43,1
X-----— = 16 950 Н;
92,2
QB = 1,5-16950 = 25400 Н;
С = 25 400- (15 000- 585)°'3 = 166 200 Н.
18,5
При диаметре цапфы 110 мм выбираем радиальный роликоподшипник легкой узкой серии 32222 (С = 185 000 Н).
9-5. ПОЛЮСЫ
На полюсах электрических машин располагается обмотка возбуждения. Полюсы создают магнитный поток, обеспечивая нужный характер его распределения в воздушном зазоре машины. Как правило, полюсы машин постоянного тока размещают на статоре, а у синхронных машин — на роторе. В машинах постоянного тока помимо главных полюсов на статоре размещают добавочные, предназначенные для улучшения коммутации.
Главные полюсы машин постоянного тока (рис. 9-25) собираются из отдельных листов, которые штампуются из электротехнической стали толщиной 1 мм. Собранные в пакет, они спрессовываются при давлении (20—25)  105 Па и скрепляются заклепками. Крайние листы пакета делают более толстыми. В зависимости от размера полюса они штампуются из листовой стали толщиной 4—10 мм. Эти листы по размеру делают несколько меньшими, чем остальные.
Заклепки вставляются в предусмотренные в листах отверстия,
407
а затем развальцовываются в конических углублениях листов (рис. 9-25). Они равномерно распределены по поверхности листов и занимают около 0,02—0,03 этой поверхности. Обычно их не менее четырех. Диаметры отверстий под заклепки берутся на 0,15—0,2 мм больше диа-
Рис. 9-25. Главный полюс машины постоянного тока.
метра самой заклепки. Для полюсов применяются заклепки диаметром 6, 8, 10 и 12 мм.
Полюсы прикрепляются к станине болтами. Для этого в теле шихтованного полюса высверливаются отверстия и нарезается резьба (рис. 9-26, а). Резьба в шихтованном теле полюса механически ненадежна и не всегда обеспечивает плотное прилегание полюса к станине. Поэтому в более крупных машинах, а также у машин, работающих в условиях тряски, болты вворачиваются в стержни, вставляемые в тело полюса (рис. 9-26,6).
В крупных машинах постоянного тока в полюсных наконечниках вы-
штамповываются пазы для размещения компенсационной обмотки (рис. 9-26, б).
Добавочные полюсы выполняются цельными или собранными из штампованных стальных листов. В машинах относительно небольшой мощности добавочные полюсы
Рис. 9-26. Крепление главного полюса к станине.
выполняются в виде стальных отливок или из полос проката. В более крупных машинах они собираются из листовой стали толщиной 1 мм. На рис. 9-27 даны различные исполнения добавочных полюсов. Сердечник полюса и его наконечник (рис. 9-27, а) выполняются из одной заготовки путем ее последующей обработки, а при литых полюсах — путем формовки. Полочки (рис. 9-27,6 и а), служащие для поддержания катушек, выполняются из немагнитных материалов и прикрепляются заклепками к телу полюса. В машинах относительно большой мощности полюсы выполняются Т-образной формы (рис. 9-27, в). При таком их выполнении увеличивается поверхность прилегания полюса к станине и уменьшается индукция в стыке. Полюсы, собранные из отдельных листов, имеют преимущество перед массивными, так как в них уменьшается
Рис, 9-27, Добавочные полюсы машины постоянного тока.
408
замедляющее действие вихревых токов при переходных процессах, что способствует улучшению коммутации.
При механическом расчете полюсов проверяется их крепление к станине и проводится расчет заклепок.
Расчет крепления главных полюсов в машинах постоянного тока проводится из условия, что на бол-
Рис. 9-28. К расчету крепления главного полюса.
ты, которыми полюс соединяется со станиной, действует тангенциальная сила Q от вращающего момента, а на полюсы, расположенные по горизонтальному диаметру ярма, еще и сила тяжести полюса с обмоткой Gn,o (рис. 9-28). Магнитное притяжение полюса якорем в этих расчетах не учитывается, так как он одновременно притягивается и станиной, причем с большей силой вследствие более высокого значения индукции в сердечнике полюса.
Тангенциальная сила, действующая на полюс, Н,
Q =	,	(9-39)
рР2
где k— коэффициент перегрузки (й=24-3);
р—число пар полюсов;
D2—диаметр якоря, м;
Л1Н— номинальный момент, Н-м:
М„ = 9550	.
«н
Сила тяжести полюса с обмоткой, Н,
Gn,o ~ 9,81/«,IO, где шп,о — масса полюса с обмоткой, кг.
Принимая коэффициент трения между станиной и полюсом равным 0,2, определяют необходимую пло
щадь сечения болтов полюса по внутреннему диаметру резьбы, м2:
S = Q -	(9-40)
где ст — допустимое напряжение растяжения в болтах: для стали СтЗ с некоторым запасом ст=60 МПа.
Размер, м, болта по внутреннему диаметру резьбы при числе болтов на полюс т.6 (отс^2)
doi = l/	(9-41)
V лтй
Заклепки полюсов проверяются на растяжение
ст = -4?5п- <600-105 Па, (9-42) л^/пя
где	q— давление спрессованных
листов полюса: q— = (204-25) • 105 Па;
Sn—площадь вырубки листа полюса, м2;
пг3 и d3—число и диаметр, м, заклепок (ш3 <=4).
Расчет крепления добавочных полюсов производится, исходя из того, что на болты, притягивающие их к станине, действует усилие магнитного притяжения к соседним разноименным главным полюсам. В передаче вращающего момента добавочные полюсы не участвуют. Учитывая, что основание добавочного полюса значительно уже, чем у главного, необходимо проверить полюс не только на сдвиг, но и на опрокидывание.
Силы взаимодействия между дополнительным полюсом и главными полюсами, расположенными по обе стороны от него, различны по значению и направлению. Результирующая сила взаимодействия между концами добавочного полюса и полюсным наконечником соседнего главного полюса равна, Н:
Qi = М* (Fla + kFc) • (9-43) 4,08-105
Результирующая сила взаимодействия между сердечником добавочного полюса и сердечниками соседних главных полюсов, Н,
Q2 = (И — й) /д	kF* . (944)
18,3-10’
409
В приведенных формулах обозначения величин соответствуют обозначениям на рис. 9-29, 1а — осевая длина дополнительного полюса. Магнитодвижущие силы параллельной обмотки возбуждения Рш, последовательной обмотки Fc и дополнительных полюсов Fa берутся для номинального режима из электро-
Рис. 9-29. К расчету крепления добавочного полюса.
магнитного расчета; k — коэффициент перегрузки.
Полюс, расположенный по горизонтальному диаметру ярма, находится в наихудших условиях, поскольку действующие силы тяжести и магнитного тяжения суммируются. Для этого полюса расчетная сила затяга болтов, при которой сила трения между станиной и полюсом обеспечивает отсутствие сдвига полюса, равна, Н:
Р' = Qi + Qa + 0д.п ,9 45) 0,2	'
где бд,п— сила тяжести добавочного полюса с обмоткой, Н;
0,2— коэффициент трения между станиной и полюсом.
Расчетная сила затяга болтов, которая обеспечивает отсутствие опрокидывания полюса,
Р"= (0,9<?1 + °’7(?2 + 0,5°яп)'
(9-46)
Расчет болтов ведется по наибольшей силе затяга Р' или Р".
Внутренний диаметр резьбы болта, м,
d02 = 1/"	.	0-47)
где та — число болтов: /пд^2.
В целях унификации болты для крепления главных и добавочных полюсов при небольшой разнице в их диаметрах берут одинаковыми.
Пример расчета. Исходные данные:
Рп — 150 кВт, п„ = 1450 об/мин, £>2 = = 36,8-10—2 м, 1 = 1Д = 25,5-10—2 м, Fa = 6000A, Fc = 2000A, £ш = 7400А, тд п = 22 кг, тп о — 48 кг, = 4,5Х ХЮ-2 м; /»=7,5-10—2 м; Н = 13-10—3 м, /| = 2-10-2м, а = 410-?м, 5П==182Х X 10—1 м-’,	т3 — 6, d3 = 1,2-10—2 м,
k = 2, mg = 2, Отд = 2
Расчет болтов главного полюса: номинальный момент
150
Л1Н = 9550 ---= 990 Нм;
тангенциальная сила по (9-39)
2-990
Q =-------------- = 2700 И;
2-36,8-10—2
сила тяжести полюса с обмоткой
0п.о = 9,81-48 = 470 Н;
(9-40)
„	2700 + 470	„
So =-------1-----26,5-10-“ м2;
0,2-600-10“
внутренний диаметр болта
из
из
4-26,5-10—5 Л . -----------—1,3-10—2 м—13 мм.
л-2
Выбираем болт М16 (do, = 13,835 мм).
Проверка заклепок главных полюсов (9-42)
4-20-105-182-10”4 — 535-10“<
из
из
л-1,22-10—*-6
<600-10“ Па.
Расчет болтов добавочного полюса: (9-43)
Q, = 2-10~2-25,5-10—2Х
(7400 4- 2-2000)-2-6000	£ н.
* 4,08- 10Б(4,5-Ю-2)2
(9-44)
(?2 = (13 — 2) 10—2-25,5- 10-2Х
(7400 + 2-2000). 2-5000
X ------------------------- = з73 Н;
18,3-105 (7,5-10—2)2
сила тяжести дополнительного полюса с обмоткой
6д.п = 9,81-22=216 Н;
из (9-45)
850 + 373 + 216
Р' =-------!-------- = 7100
0,2
410
из (9-46)
13-10—2
Р" =------------(0,9- 850 + 0,7-373 +
0,5-4-10—2 '
+ 0,5-216) = 7320 Н; внутренний диаметр резьбы болта ,	/	4-7320
<?о2 = I/ -----------— =0,89-10—- м=
V л-2-600-105
= 8,9 мм;
можно выбрать болт М12 (do> —10,106 мм); для крепления главных и добавочных полюсов целесообразно выбирать одинаковые болты Ml6.
Полюсы синхронных машин чаще всего выполняются шихтованными. Листы для полюсов штампуются из электротехнической стали толщиной 0,5—1 мм для машин небольшой мощности (до 100 кВт) и из стали СтЗ толщиной 1—2 мм для более мощных машин.
Листы собираются в пакет, ио краям которого укладываются концевые щеки. В зависимости от ши-
рины полюса щеки могут иметь различную форму (рис. 9-30). Пакет стягивается шпильками, пропущенными через отверстия, предусмотренные в листах сердечника. Гайки утапливаются в тело щек. Количество стяжных шпилек берется не менее четырех. Диаметр шпилек и их число определяются по (9-42) и выбираются таким образом, чтобы напряжение в них не превышало 60 МПа, а усилие, стягивающее сердечник, вызывало давление между листами около 2 МПа.
В машинах небольшой мощности полюсы болтами прикрепляются к валу или к напрессованной на него втулке (рис. 9-31).
Крепление полюсов в синхронных машинах мощностью свыше 100 кВт зависит от размеров ротора и частоты его вращения.
В тихоходных машинах полюсы к ободу магнитного колеса прикрепляются с помощью болтов, которые вворачиваются в стержни, вставленные в тело полюса (рис. 9-32, а). В быстроходных машинах полюсы прикрепляются к остову ротора с
Рис. 9-31. Крепление полюсов синхронных машин небольшой мощности.
Рне. 9-30. Концевые щеки полюсов син-
хронных машин.
Рис. 9-32. Крепление полюсов синхронной машины большой мощности.
411
Таблица 9-6
№ хвоста	Размеры выступа, мм						Размеры лаза, мм				Толщина листа, мм	Допустимая нагрузка. кН/м	
	41	ъ	С	£	k	Г	g	т	h	7?		Хвост не проварен	Хвост проварен
1	12	24	24	12	—	1	14	26	25	12	0,5 1	440 590	590 980
2	20	40	38	20	—	1,5	22	42	40	20	1 1,5	790 1470	1080 1960
3	26	52	50	25	80	1,5	29	55	52	25	1 1,5	690 2060	1080 2750
4	32	65	58	32	98	1,5	35	69	60	32	1 1,5	610 2160	1280 2850
5	38	70	58	32	110	1,5	42	74	60	32	1 1,5	520 2450	1170 3340
помощью хвостов Т-образной формы (рис. 9-32,6), а в некоторых случаях в форме ласточкина хвоста (рис. 9-32, в). Т-образные хвосты более технологичны, поэтому имеют пре-
Рис, 9-33. Размеры паза и хвоста Т-образной формы.
ключением машин с небольшим диаметром ротора. Размеры Т-образных хвостов и пазов для них нормализованы. В табл. 9-6 в соответствии с рис. 9-33 приведены размеры хвостов и нагрузки на них в зависимости от толщины листов. Хвосты в пазах расклиниваются клиньями из шпоночной стали с уклоном 1 : 100. При необходимости полюс может быть выполнен с двумя хвостами, расстояние между которыми обозначено в таблице буквой k. При больших нагрузках тонкие листы шихтованного магнито-провода теряют устойчивость и коробятся. Для увеличения механической устойчивости хвоста его кромки иногда провариваются по
специально выштампованным лункам.
Расчет крепления полюсов Т-образными хвостами в синхронных машинах производится путем сопоставления нагрузки на хвост с допу-
Рис. 9-34. Полюс с Т-образным хвостом.
стимой нагрузкой по табл. 9-6. Нагрузка на хвост обусловлена центробежной силой, которая определяется на единицу длины при максимальной частоте вращения.
Центробежная сила полюса с обмоткой на 1 м длины полюса, Н/м,
С = 11,0 (tn' + m' ) R	103,
\ т	к,в/	|000 у
(9-48)
где R—средний радиус центра
412
тяжести полюса (рис. 9-34),м:
Я = Н 4- 0,5йтР,	(9-49)
т'п, т'к в—массы полюса и катушки обмотки возбуждения на 1 м длины, кг/м; птах— максимальная частота вращения: для синхронных машин общепромышленного применения
1 >2Лн-
Масса катушки обмотки возбуждения на 1 м длины,кг/м,
/и' в = 2а(be wf  8900 -1,05 —
= 1,87-1 Waebewe, (9-50) где aebe—поперечное сечение проводника обмотки возбуждения, м2;
we— число витков в катушке.
Коэффициент 1,05 учитывает изоляцию проводника. Масса полюса на 1 м длины, кг/м,
т' = 7800S ,	(9-51)
где Sm — площадь поперечного сечения полюса с полюсным наконечником и хвостами, м2; для предварительных расчетов площадь хвостов можно принимать равной 7% площади сердечника.
По найденной из (9-48) силе С' по табл. 9-6 выбирается тип хвоста.
В том случае, если полученная из расчета нагрузка на хвост превышает допустимую, то полюс можно выполнять с двумя или большим числом хвостов. Учитывая возможную неравномерность распределения усилий между хвостами, нагрузка на каждый из них по сравнению с табличной снижается на 10% при двух хвостах и на 20% — при трех.
Пример расчета. Исходные данные: пи =600об/мин, /7=41,9-10-2 м, hmp = = 21,5-10-* м, Sm=484-10-4м’,ае=0,28х ХЮ-2 м, Z>f = 3-10-2 м, шс = 46, толщина листа 1,5 мм.
Из (9-50)
/и' в =1,87-10<0,28-10~2-3-10-2-46 -=
= 72,3 кг/м;
из (9-51)
тт = 7800-484-10“’ = 378 кг/м;
из (9-49)
R = ^41,9 +-у 21,5^ -10-2—52,65-10-2 м; из (9-48)
С = 11,0 (378+72,3)-52,65-10-2 X
/ 1,2-600 \«
X —--------- -10’ = 1350-10’ Н/м.
\	1000 /
По табл. 9-6 для этой машины может быть выбран хвост № 2 без проварки основания.
Рис. 9-35. Размеры паза и ласточкина хвоста.
Расчет крепления полюсов с помощью ласточкиных хвостов. Закрепление полюсов в ободе ротора с помощью выступов в виде ласточкина хвоста (см. рис. 9-32, в) применяют в машинах средней мощности, когда радиальная высота обода ротора может оказаться недостаточной для размещения паза Т-образ-ной формы. Заклинивание хвостов производят двумя затяжными клиньями с уклоном 1 : 200, расположенными с боковой стороны хвоста.
В табл. 9-7 даны размеры нормализованных ласточкиных хвостов и пазов для них (обозначения см. на рис. 9-35).
Выбор хвоста производится так же, как и в предыдущем случае, исходя из рассчитанной по (9-48) нагрузки.
Расчет крепления полюса при помощи болтов. Число болтов для крепления полюса тъ выбирается не менее двух. Для того чтобы не происходило удлинение болтов под действием центробежной силы при вращении ротора, болты ставят с предварительным натягом, который превышает центробежную силу на 20%.
413
Таблица 9-7
		Размеры хвоста			мм		Размеры паза, мм					КЗ мм	Допустимая нагрузка. кН/м	
О ее К		•>,	*1	ft;	Лз	Г,	4>а	bi	bi	й»	Г2	Толщи листа,	Хвост не проварен	Хвост проварен
1	14	4,4	21	16,5	4,5	1,5	19,2	6,5	22	17,5	1,5	1 1,5	295 785	440 980
2	18	6,4	25	20,5	4,5	1,5	23,2	6,5	26,5	22	1,5	1 1,5	390 980	590 1280
3	22	8,4	29	24,5	4,5	2	27,2	6,5	30,5	26	2	1 1,5	490 1180	735 1570
4	27	10,9	34	29,5	4,5	2,5	32,2	6,5	36	31,5	2,5	1,5	1370	1870
5	33	13,9	41	36,5	4,5	3	38,2	6,5	43,5	39	3	1,5	1770	2350
6	40	17,4	49	44 ,'5	' 4,5	4	45,2	6,5	51,5	47	4	>.5	2160	2850
Центробежная сила полюса при максимальной скорости, Н,
Сг =	(9-52)
\ 1000 /	’
где тп-— масса одного полюса, равная сумме масс сердечника, обмотки возбуждения и демпферной (пусковой) обмотки (берется из электромагнитного расчета);
R— по (9-49), м.
Внутренний диаметр резьбы болта, м,
4>=1/ ..1„’.2',4С|,. . (9 53) V ят5 сгдоц
Допустимое напряжение <7ДОп для болтов из стали Ст5 и марки 30 составляет 120 МПа.
Пример расчета. Исходные данные: /пп=Ю6 кг, як = 375 об/мин, Н= = 48,6-10-2 м, Л„,Р = 18,8-10~2 м.
Из (9-49)
/? = (48,6 + 0,5-18,8)- 10-®= 58-10-2м;
по (9-52)
С1 = 11,0-10=*-106-58-10—2 X
I 1,2-375
X ---------- = 139 500 Н.
\	1000 !
Внутренний диаметр болта по (9-53)
_ , Г 1 ,2-4- 139 500
V 3,14-2-1200-10“
= 2,98-10-® м = 29,8 мм.
По диаметру ДО = 29,8 мм выбирается ближайший по размеру болт М36 (с!0-^ -31,67 мм).
Расчет межполюсных распорок. При вращении ротора на проводник обмотки возбуждения действует центробежная сила Gn, направленная по радиусу ротора. Эту силу, приложенную к центру тяжести проводника, можно разложить на две составляющие, одна из которых направлена по продольной оси полюса,
Рис. 9-36. К расчету межполюсных распорок.
а другая-—перпендикулярно этой оси (рис. 9-36). Продольная составляющая воспринимается полюсным наконечником, а поперечная составляющая стремится выгнуть проводник в межполюсное пространство. Поперечная составляющая одинако-
414
ва для всех проводников катушки, т. е. не зависит от положения витка по высоте полюса. Напряжение на изгиб, Па, в медном проводнике катушки полюса определяют по формулам:
а)	для катушки с двумя радиусами закругления (рис. 9-36)
сг = 0,49 2-+-- (2г + L)2 X
2Ье
X I п'"ах ? k • 108;	(9-54)
V 1000 )
Индексы в формулах соответствуют обозначениям на рис. 9-36. Значения г, I, L и Ье подставляются в метрах.
Уменьшение напряжений при увеличении отношения \*==r/L учитывают коэффициентом k (рис. 9-37).
Если напряжение па изгиб медного проводника, полученное по (9-54) или (9-55), меньше или равно 50 МПа, то межполюсные распорки можно не ставить. Если же ои>50 МПа, то для укрепления обмотки между катушками следует поставить распорки (рис. 9-38). Их количество по длине машины тр определяется во формуле
тр — 1/ ——---------1; (9-56)
р Г 500-10ь
тр принимается равным ближайшему целому числу.
Напряжение в медном проводнике при наличии распорок, Па,
а =
ПР (тР + 1Р
(9-57)
Рис. 9-38. Межполюсные
Боковое давление на распорку, Н,
распорки
N = 0,981 ае be we ( 2r + f ) X
X f 2r + L )	Г.ю«. (9-58)
\ т„ -P1 ! I 1000 '
Пример расчета. Исходные данные: /гн=750 об/мин, £=66-10~2 м, /=17,7Х ХЮ”2 м, r=5,95-10"2 м, аг=0,21-10-! м, Ь«=3,5-10-2 м, юе = 65, катушка — с двумя радиусами закруглений.
По рис. 9-37 6=0,93.
Из (9-54) (2-5.95+ 17,7)-10— ап = О,49------- - ------- ----
2-3,5-10—2
/ 1,2-750 V
X (2-5,95 -)- G6)=-10-1 --------
’ я	(	1000 '
X 0,93-108 = 940- 10s Па >50 МПа.
б)	для катушки с одним радиусом закругления
сги = 0,98 —(2r + L)2 X 20g
Определяем число распорок:
/ 940-105
500-105
— 1 =0,37;
берем тп = 1, тогда
X ( !'тах V 1?-108.	(9-55)
\ 1000 /
940-105
(1-(-1)2
= 234-105 Па.
415
Боковое давление на распорку по (9-58)
Л/— 0,981-0,21-10—?-3,5-10—? X
' Г (2-5,95+17,7)-10-? |
Г (2-5,95 + 66)-10—2 1
А I	’ А
L 1 + 1	1
X ( 1>2~750 ]2 . юз = 21 800 Н.
\ 1000 )
Расчет кромки полюсного наконечника. Наиболее опасным сечением полюсного наконечника является сечение А—А (рис. 9-39). Кромка полюса испытывает изгибающий момент от центробежных сил обмотки и самой кромки. При наличии межполюсных распорок, опертых на кромку полюса, на нее будут также действовать моменты от сил бокового давления обмотки через распорку и от центробежной силы распорки. Поэтому при проектировании полюса, главным образом полюса быстроходных машин, необходимо проверить напряжение в кромке.
Центробежная сила одного метра обмотки, Н/м,
Св= 10,3aede№e/?J-^ )2 -10’. е е е \ юоо)
(9-59)
Центробежная сила кромки полюса, Н/м,
Скр = 11,0щкр R*	Ю3, (9-60)
где пгкр— масса кромки полюса, кг/м;
RB и RK— расстояния от оси вращения до центра тяжести обмотки и кромки полюса, м;
ае и —размеры проводника обмотки возбуждения, м.
Сила, действующая на 1 м кромки от бокового давления обмотки через распорку, Н/м,
С'=д/_!<Д_,	(9-61)
р в
где /V— сила бокового давления на распорку по (9-58);
ос= 180°/2р— половина угла между соседними полюсами;
В—опорная на кромку длина (аксиальная) распорки, м.
Сила, действующая на 1 м кромки, от центробежной силы распорки, Н/м,
С' = —£р— ,	(9-62)
р	2В cos а
где Ср — полная центробежная сила распорки,Н:
Ср = H,0fnpRj-^ р р *4 Ю0О
**10®;
Шр — полная масса распорки, кг;
RP — расстояние от оси вращения до центра тяжести распорки, м.
Изгибающий момент в сечении А—А на единицу длины, Н-м/м,
Ч = сВ1В + Скр /кр + (С; + с;) /р, (9-63) где /в, /кР, /Р — плечи сил до центра сечения А—А, м.
Напряжение от изгиба в кромке полюсного наконечника, Па,
ок = 6/Ин/Л2,	(9-64)
где hK — высота сечения А—А кромки полюса, м.
Допустимое напряжение в кромке от изгиба для стали СтЗ составляет 70 МПа при толщине листов полюса 1 мм и 100 МПа при толщине листов полюса 1,5 мм. При наличии демпферной обмотки допустимые напряжения соответственно будут 90 и 130 МПа. Если в сечение А—А попадает отверстие для стержня демпферной (пусковой) обмотки, то из высоты сечения следует вычесть высоту шлица и диаметр паза. При смещении паза плечи /в, /Кр и /Р следует брать до центра тяжести сечения А"—А', как показано на рис. 9-39, при этом высоту сечения принимают равной А"—А'.
Пример расчета. Исходные данные: и„ = 750 об/мин. а<?=0,21 • 10_2 м. Ъ,— = 3,5-10-2 м, 10е=65, а = 22,5°, /?К = 59,2Х ХЮ-! м. 7?в = 48,5-10“2 м, Ср = 8900 И, В = = 8-10~2 м, масса кромки ткр = 17,3 кг/м, Л/= 21 800 Н, /в = 2,2-10—2 м, 1кр = = 2-10—2 м, /р = 3,8-10—2 м, ЛК = 4,8Х X 10—2 м.
Из (9-59)
Св = 10,3-0,21 • 10—2-3,5-10—2-65-48,5 X
„ / 1,2-750
X 10-2 ---------- • 10' = 192-10< Н/м:
\ 1000 /
416
из (9-60) / 1.2-750 \г
Скр^ 11,0-17,3-59,2-10~4 ЮОО J Х
X 10:! = 91,5-10" Н/м;
из (9-61)
Рис. 9-39. Силы, действующие на кромку полюса.
Рис. 9-40. К расчету козырька щеки полюса.
из (9-62)
Изгибающий момент по (9-63)
Л1„ = 192-103-2,2-10—? -{- 91,5- 10s.2- 10-г+
+ (112 4-60). ЮМ,0-10-1 = 13 000 Н-м/м.
Напряжение от изгиба в кромке по (9-64)
6-130-102
ак = -----------= 337- Юг‘ На < 90 Ml la.
ь 4,8?-10—4
Расчет козырька щеки полюса. На козырек щеки действует центробежная сила лобовой части обмотки возбуждения, которая стремится его отогнуть. Наибольшее напряжение изгиба возникает в месте перехода козырька к нажимной части щеки (сечение /—/ на рис. 9-40, а). Момент центробежных сил лобовой части обмотки, имеющей один радиус закругления (рис. 9-40), Н-м,
Л110,За w R
”	е е в 2 \ 1000 /
(9-65) для обмотки, имеющей двухрадиусное закругление, Н-м,
Мн = 10,3а w RBI Br}. + X и	е е в 2	2 I
X	.10’,	(9-66)
\ юоо )
где Ru—расстояние от оси вращения до центра тяжести сечения обмотки, м;
I—длина прямолинейного участка лобовой части обмотки, м;
В — по кривой рис. 9-40;
cos сс — 1 — k'lr.2\
I, k', г2, м—по рис. 9-40.
Момент сопротивления козырька щеки в сечении i—1, м3,
W = — ср, (9-67)
где b и it, м— по рис. 9-40;
ср— по кривой рис. 9-40 в зависимости от отношения h\/h.
Напряжение изгиба в сечении / козырька щеки, Па,
о„ = 1,15Л-1„/Г.	(9-68)
Коэффициент 1,15 учитывает увеличение напряжения от собственной центробежной силы козырька щеки.
Допустимое напряжение для стали СтЗ ои=120 МПа, для стали Ст5 о„=150 МПа.
Пример расчета. Исходные данные: «п = 750 об/мин, ае=0,21 • 10~2 м.
К'е=65, /?в=48,5-10—? м, гг=7,5-10—2 м, I = 17,7-10-? м, k' = 4,5-10—2 м, 6=25 X X 10-= м, Л - 2,8-10—г м, ftj=l ,4 -10—4 м.
27—326
417
4,5-10—2 „ , = 0,4.
cos a — 1 --7,5-10
По рис. 9-40 В — 0,2.
Из (9-66)
Л1„ = 10,3-0,21  10-2-65-48,5- IO-2 X
I	17,7-4,52-10—* X
X 0, 2.7,53-10-»------------—-------
 10’ = 14 ,4'102 Н-м;
, / 1.2-750
х \ 1000 J из (9-67)
25-10—-2 . 82-10—4	г „ „ „
Ч" =------------------0,44=14,5-10-» м»
6
/	1,4-10~2
(при h,/li —--------=0,5 по рис. 9-40
\ к	1	2,810—:
ф = 0,44
Напряжение изгиба по (9-68)
1,15-14,4-102
14,5-10-»
= 1140- 10s Па.
Расчет лобовой части катушки полюса. У машин относительно небольшой мощности или имеющих не
высокую частоту вращения иногда центробежные силы, действующие на лобовые части обмотки возбуждения, получаются небольшими. В этом случае у щеки полюса можно не делать козырька, поддерживающего лобовые части обмотки. При решении вопроса о целесообразности установки щеки с козырьком или без него можно исходить из
нижеследующего расчета.
Статический момент лобовой части, м3,
М = В} г3 — В2 г3 4
4- be I (г2 — л- + 0,5Ье);
при I = 0
М = В, г3 — В, г3,
площади
(9-69)
где Ье — ширина проводника катушки, м;
Г1, r2, I, х, м — по рис. 9-41;
В[ и В2— коэффициенты, значения которых берутся по рис. 9-40 по cos а2=х/гг дли В2 или cosai = =x/r, для Bt.
Напряжение изгиба в меди от собственной центробежной силы, Па,
о = 0,295	10я, (9-70)
ае \ 1000 /
где	г— расстояние от оси враще-
ния до наиболее удаленного витка, м;
ае— толщина проводника обмотки возбуждения, м.
Если расчетное напряжение изгиба меди превышает 500-103 Па, то применяют щеку с козырьком.
Рис. 9-41. Лобовая часть катушки полюса.
Пример расчета. Исходные данные: 2р=20, пк=300 об/мин, яг=0,353X 10—2 м, Ье — 1,68-10—2 м, г2 —4.10—2, Г) = 5,68-10—2 м, г = G7.4-10-2 м, / = = 5,2-10—2 м, л = 1,8-10—2 м.
Из (9-69)
Л! = 0,26-5,68"-10—в — 0,158-42-10-»
4- 1,68-10—’4-5,2-10—8 (4 - 1,84-4-0,5-1,68)-10-2 = 63,6-10-» м’.
1.8-I0-2
Для cos а., — —-—-—— = 0,45 4-10—
1,8-10—2
по рис. 9-40 7?2 = 0,158, fii=0.26.
Напряжение изгиба по (9-70)
„ 63,6-10-«-67,4-10—2 ,,
о = 0,295-------------------’ X
1,68-10-?-0,353-10-2
/ 1,2- 300 ,2
X ——    10’ = 278-105 Па.
\ юоо )
У данной машины можно применять теку без козырька.
9-6. МЕХАНИЧЕСКИЙ расчет МАГНИТОПРОВОДА РОТОРА СИНХРОННОЙ МАШИНЫ
В синхронных машинах общего назначения мощностью свыше 100 кВт магнитопровод ротора пме-
418
от два вида исполнения. У быстроходных машин магнитопровод выполняется из отдельных дисков (рис. 9-42), которые затем стягиваются шпильками, либо заклепками, либо электросварочным швом. Полюсы к магнитопроводу крепятся с помощью хвостов. В тихоходных машинах ротор выполняется в виде
Рис. 9-42. Шихтованный ротор синхронной машины.
Рис. 9-43. Ротор синхронной машины в виде сварного магнитного колеса.
магнитного колеса (рис. 9-43), к ободу которого шпильками прикрепляются полюсы.
При вращении ротора его магнитопровод испытывает растягивающее напряжение центробежной силы, обусловленной собственной силой тяжести и силой тяжести прикрепленных к нему полюсов. Для того чтобы центробежная сила не вызывала остаточной деформации в магнитопроводе, необходимо, чтобы максимальные напряжения были меньше или равны допустимым. Напряжения в магнитопроводе ротора определяются из расчета его на прочность.
а) Расчет дискового ротора
Магннтопровод ротора можно разбить на две части: собственно магнитопровод, ограниченный внутренним отверстием вала радиусом
Ri и окружностью радиусом R2 (до дна пазов), и хвостовую зону, ограниченную внешним контуром сердечника и окружностью радиуса R2 (см. рис. 9-34).
Масса хвостовой зоны на 1 м длины ротора, кг/м,
т'х = 7800 (с2рА ~xR*(9-71)
где А, Н, R2, м— по рис. 9-34.
Центробежная сила хвостовой зоны ла 1 м длины, Н/м,
С = 11,0щ'	+
х	х	2	1000 /
(9-72)
Центробежная сила полюса с обмоткой на 1 м длины, Н/м,
С' = 11,0 (т' + т' j R pfe? • 103, т кв| V юоо /
(9-73)
где т'П1 и т'к р—массы полюса и катушки обмотки возбуждения на 1 м длины, кг/м, по (9-51) и (9-50).
R— средний радиус центра тяжести полюса, м.
Радиальное напряжение на поверхности радиуса Ra, Па,
2/>с' н- с;
о -----------------
р 2л/?2
(9-74)
Максимальное	та нген ци а л ьное
напряжение, которое возникает на внутренней поверхности магнито-провода радиусом Rb Па, ат = —— <тп + Т. R* V • 101, 1	1 — а2 ₽	1	1000 /
(9-75) где Т,—коэффициент, определяемый в зависимости от отношения <x=Ri/R2 по следующей формуле: 7\ = 72,4(1 + 0,212а2) • 102. (9-76) Тангенциальное напряжение в стали магнитопровода ротора с учетом ослабления шпоночной канавкой, Па,
(9'77>
Если в магнитопроводе имеется отверстие для стяжной шпильки, то
27*
419
из hmin следует вычесть диаметр этого отверстия. Напряжение в стали магнитопровода о' не должно превышать 130 МПа.
Пример расчета. Исходные данные: 2,0=8, пн=750 об/мин, .4=32,8Х ХЮ-3 м, //=39,6-10—2 м, Я^З-Ю-2 м, ffa = 30,4-J0-2 м, R = 51 ,5-10—2 м, /п,'„ +
Г т’к в = 590 кг/м, hmln — 16,5-10—2 м.
По (9-71)
„ /„	„	39,6-10
= 7800 ( 8-32,8• 10-? —------
— л-30,42-10—*
= 1800 кг/м;
по (9-72)
а (39.6 + 30,4) 10—2
С.= 11,0- 1800 —--------!---—-----------
х	2
/ 1,2-750 \2
X ----------- . Ю3— 5600-10:= Н/м;
\ 1000 )
по (9-73)
/ 1 о. 7 кп \ 2
С = II,0-590-51,5-10-2 —-----------I
\	1000 )
X 10» = 2720- 103 Н/м.
Радиальное напряжение по (9-74)
(8-2720 + 5600)- Ю3 2л-30,4-IO-2
= 145-10s Па.
По (9-76)
Г	/ 13 \21
Т, = 72,4 1 + 0,212 --------- -102=75-102.
I	\ 30,4 / ]
Тангенциальное напряжение по (9-75) и (9-77)
/ 1,2-750 \2
Х 30,42-10—1 —--------- -Ю4=500-105 Па;
\ ЮОО /
,	(30,4—13)-IO-2
о' = 500- 10й -—:--------- = 525- 10s Па.
т	16,5-10-2
б) Расчет ротора в виде магнитного колеса
Магнитное колесо представляет собой сварную конструкцию, состоящую из стальной втулки, насаживаемой на вал. обода, к которому прикрепляются полюсы, и диска, соединяющего втулку и обод. Иногда в диске делают отверстия, между которыми образуются своеобразные спицы (рис. 9-44).
Центробежная сила обода, Н,
11,0^^	103, (9.78)
где то — масса обода, кг:
/йо =	/.-7800 =
= 6,15-103(Di’— £>) If, (9-79)
/?о=0,25(L>i+O2)—средний радиус обода, м.
Рис. 9-44, К расчету ротора в виде сварного магнитного колеса.
Центробежная" сила полюсов с обмотками, Н,
Сп = ll,0mnZ? • 103, (9-80) 1000 /
где т„ — масса всех полюсов с обмотками, кг:
та = тм в + ffl„,0 + тк ^3-\-тт. (9-81)
Массы mM,B, mM1C, /пм,к>3 и тт определяют из электромагнитного расчета по формулам (7-150) — (7-153);
R — радиус центра тяжести полюса с обмотками, м, по (9-49).
Сила, растягивающая втулку, Н,
N = Со [ С„ ,	{9 g2
ат
где а — расчетный коэффициент:
а = 1 + А (А + А АС (9-83) Ro \ S .2	т Sc Г
Si = 0,5 (Z>t—Ог)1) — площадь сечения обода, м2;
5г=0,5(£>з—Dr,)2li — площадь сечения втулки, м2;
Sc = bct—площадь сечения спицы, м2;
Ьс = -2—2--d0— расчетная ши-
т
рина спицы, м;
420
т — число спиц;
D.,, D3, D3, Dc, d0, t — размеры, м, по рис. 9-44.
Сила, передаваемая на втулку, Н,
Q = N —	'	(9.84)
Напряжения при максимальной частоте вращения, Па:
в ободе на растяжение без учета спиц
Ср
2nSj ’
во втулке
°ве ~ 2л$, в швах А
(9-85)
(9-86)
Х10~?м, Ос = 49,7-10—2 м, //=45-10—2 м, /2=13,3-ю-2 м, do =10-10-2 м, / = 2,4Х X 10-? м, R = 46-10-? м, «„ = 1080 кг; т = 4.
Последовательно применяя (9-78) — (9-91), получаем:
«0 = 6,15-10а (75,46-10—1 — 64.462-10-‘) X X 45-10-? = 430 кг;
/?0 = 0,25 (75,462-10—?	64,46-102) =
= 35-10-? м;
/ 1,2-500 \2
СО = 11,0-430-35.10-«	X
X103 = 590 000 Н;
1,2-500 \2 1000 )
Х10’= 1 970 000 Н;
St = 0,5 (75,46-10-? — 64,46-10—?) X X 45-10—? = 248-10—* м2;
/?2 = 0,25 (35-10—+21-10-?) = 14-10—2 м;
S2 = 0,5 (35-10—2 — 21 • 10-«). 2-13,3-10-?= = 186-10—4 м2;
3,14-49,7-10—2
Ьс ----------------
С„ = 11,0-1080-46-10-?^-
— -7Г'	(9'87>
а^с D2
в швах Б
.__ mQ
2 л (D3 + D5) а2
где ay и а2 — размеры сварочных швов А и Б, м (см. рис. 9-44). Можно принять
^ = ^ = 0^(1 ч-1,5)-10-2 м. (9-88)
Напряжения при номинальной частоте вращения в швах Б, Па: на растяжение
(9-89)
\ птах !
на срез
т2 = °-'—,	(9-90)
где k\ — коэффициент перегрузки: /г, = 1,74-2,5;
М„ = 9550	;
«и
на срез (приведенное)
тпр = у /°2 + 4тЬ (9-91)
10-10—? =29-10—2 м;
4
/с== 0,5 (64,46-10— — 35-10—?) = = 14,8-10~2 м;
Sc = 29-10—?-2,4-10—? = 70-10—4 м2
248-10—4 / 14-10—2
а=1 + 1ИЬ=Ц‘ 2л 14,8-10-?
+ 4	70-10—4
590 000+ 1 970 000
N =--------—---------= 152 000 Н;
= 3,8;
3,8-4
(35-10-2—21  IO-2)-13,3- IO-2
Q=,52000J-----------------------------
= 152 000 Н;
_ 590 000 + 1 970 000
°0-	2л-248-10-4
4-152000
а“т~ 2л-186-10-4 ~
.	152 000
= 16,4- 10е Па;
5,2-106 Па;
о1 =
1-10-?- 29-10—?
Допустимые напряжения в ободе и втулке принимают до 100 МПа, в швах на растяжение 80 МПа, на срез 45 МПа.
Пример расчета. Исходные данные: Рн = 800 кВт, Пц=500 об/мин, Dj =
= 75,46- IO—? м> С2 = 64,46-10-? м, D3 = = 35-10—? м, = 21 • 10—? м, £>6 = 25 X
49,7-10-?
X -7Г2----“Г = 40,5- 10е Па;
64,46-10-?
.	4-152 000
о	,---------------,----------- .
я (35- IC—2 + 25-10-?). 1  10—?
= 32,4-10® Па;
I 500	\2
а2=32,4-10" ---------- =22,7-10® Па;
\ 1,2-500 /
421
Л4ц = 9550-~— - 15 300 Н-м; 500
0,45-2-15 300-35-10-2 т9 =------------------------------- —
1 • 10—? (353 -10-е — 25:<.1 о-в)
= 18,0-106 Па;
Тпр =-у К(22,7-10’)? + 4 (18,0-10’)?	=
= 21,3-10’ Па.
9-7. РОТОРЫ АСИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ И ЯКОРЯ МАШИН ПОСТОЯННОГО ТОКА
Магнптопроводы роторов асинхронных двигателей и якорей машин постоянного тока с внешним диа-
Рис. 9-45. Пример листа магнитопровода ротора.
Рис. 9-46. Якорь из целых листов.
метром менее 990 мм собираются из целых дисков, которые вырубаются из электротехнической стали
толщиной 0,5 мм (рис. 9-45). В листе штампуют пазы, а при необходимости, кроме того, круглые отверстия диаметром 15—35 мм для образования вентиляционных каналов. При большой радиальной высоте листа отверстия располагаются в несколько концентрических рядов в шахматном порядке. Для посадки магнитопровода на вал в центре листа штампуется отверстие, в котором предусматриваются шпоночная канавка, а также круглая лунка — шихтовочный знак А, для того чтобы при шихтовке укладывать все листы в одно и то же положение относительно друг друга. В результате такой укладки пазы получаются с более ровными стенками. После штамповки и снятия заусенцев листы лакируются или подвергаются термообработке для создания оксидной пленки. При изготовлении роторов асинхронных двигателей с литой клеткой магнитопроводы сначала собираются из листов на оправке, а после заливки алюминиевой обмотки напрессовывают на вал. При внешних диаметрах ротора до 200—300 мм магнитопроводы сажаются на гладкий вал горячей посадкой, а при больших диаметрах на валу предусматривается шпонка.
Магнитопроводы роторов, имеющих фазную обмотку или сварную клетку, а также магнптопроводы якорей машин постоянного тока набирают из листов непосредственно на вал (рис. 9-46). Магнитопроводы 1 спрессовываются стальными нажимными шайбами, которые имеют кольцевые пояса 4, называемые обмоткодержателями, предназначенные для поддержки лобовых частей обмотки 2. Выполнение обмотко-держателей выбирается в соответствии с формой лобовых частей обмотки.
Магни то пр овод ротора или якоря в спрессованном состоянии фиксируется на валу в осевом направлении или с помощью пружинных колец 5, врезанных в канавку на валу, или втулок 6, насаживаемых на вал с большим натягом. Иногда для фиксации .магнитопровода он с одной стороны упирается в предусмотренный на валу буртик.
Лобовые части обмотки закрепляются бандажом 3.
При внешнем диаметре ротора или якоря более 990 мм магнитопроводы набираются из штампованных сегментов электротехнической стали (рис. 9-47). В этом случае сегменты набираются на ступицах, которые имеют сварную конструкцию (рис. 9-48). Размеры сегментов выбираются исходя из наилучшего раскроя листа. Для крепления в ступице в сегментах с внутренней стороны предусматриваются выступы или углубления в форме ласточкина хвоста. Применяется также
Рис. 9-47. Сегмент якоря.
Рис. 9-48. Якорь из сегментов.
крепление сегментов на шпильках и на клиньях. Количество крепящих элементов в каждом сегменте должно быть не менее двух. В целях повышения механической прочности, а также для улучшения магнитной проводимости пакеты собираются с перекрытием сегментов при переходе от слоя к слою.
В осевом направлении сегменты якоря стягиваются нажимными фланцами и стяжными шпильками, устанавливаемыми внутри или вне сердечника.
Иногда на ступицах собираются магнитопроводы роторов (якорей) при их диаметрах менее 990 мм. Такое выполнение магнитопроводов целесообразно в том случае, когда разность между внутренним диа
метром ротора (якоря), найденным из электромагнитного расчета, и диаметром вала получается значительной, а внутреннюю вырубку можно использовать для изготовления магнитопроводов меньшего диаметра.
а) Механический расчет магнитопровода
При проектировании роторов (якорей) отдельные их элементы подлежат проверке на механическую прочность.
Расчет напряжений в магнитопроводах. При вращении в магнитопроводах роторов и якорей возникают напряжения от центробежных сил. Наибольшие значения эти напряжения имеют у внутренней поверхности магнитопровода:
о = AD2 0-105, (9-92)
где D2—диаметр	ротора (яко-
ря), м;
Р—коэффициент, учитывающий ослабление сечения листа шпоночной канавкой и вентиляционными отверстиями:
О —- ^2	~^П	_
"	9Р .
/?п —глубина паза, м (рис. 9-49) ;
—диаметр вентиляционного отверстия м;
Нпип — .минимальная высота ярма ротора (якоря), м;
Н =- ~ dn — h  h  d • “mtn	"ши "n “к,
dB —диаметр вала. Коэффициент А определяется по табл. 9-8.
В таблице принято:
е = hn/D2\ а = dB/(D2 — 2ha).
Допустимое напряжение для электротехнической стали 120Х ХЮ6 Па.
Расчет колец и втулок, запирающих ротор (якорь) на валу
На кольцо, которым магнитопровод запирается на валу, действует усилие, сдвигающее нажимную шай-
423
Значения коэффициента А
Таблица 9-8
а	е							
	о.ос	0.08	0,1	0,12	0,14	0.16	0,18	0,2
0,3	0,0201	0,0208	0,0216	0,0225	0,0236	0,0247	0,0262	0,0277
0,4	0,0208	0,0217	0,0227	0,0238	0,0250	0,0253	0,0278	0,0296
0,5	0,0219	0,0230	0,0241	0,0254	0,0269	0,0285	0,0304	0,0324
0,6	0,0237	0,0249	0,0265	0,0282	0,0300	0,0320	0,0344	0,0369
0,7	0,0259	0,0280	0,0303	0,0328	0,0354	0,0382	0,0414	0,0440
бу вдоль оси. Это усилие, Н , вызывается упругостью спрессованного пакета и находится по формуле
Q =	(9-93)
где Dn=D2—/гп— диаметр окружности, проведенной через середины пазов, м;
q — упругость спрессованного пакета, берется как */з усилия прессовки: q = (0,5-? 1) • 10G Па.
Большие значения q выбираются для машин меньшей мощности. Напряжение на срез кольца прямоугольного сечения, Па,
т =----,	(9-94а)
ndB Ь
где b — ширина кольца, м.
Для кольца круглого сечения диаметром d\
т =-----?---.	(9-946)
л<7в dj	'	'
Допустимое значение т для колец, выполненных из стали, принимается 60-106 Па.
Втулка, запирающая сердечник ротора (якоря) на валу, также находится под действием силы Q, определяемой по (9-93). Для предот-
Рис. 9.49. К расчету напряжения в листе магнитопровода якоря.
вращения сдвига втулки на валу под действием этой силы необходимо, чтобы сила сцепления втулки с валом Р превышала силу Q не менее чем в 1,2 раза. Сила Р зависит от натяга, т. е. разницы внутреннего диаметра втулки и наружного диаметра вала. Необходимая величина натяга рассчитывается исходя из геометрических размеров вала, втулки и силы Q, а затем по «Единой системе допусков и посадок» (стандарт СТ СЭВ 144-75) выбирается стандартная посадка. В соответствии с выбранной посадкой устанавливаются допуски па изготовление вала и втулки. После этого уточняется усилие сдвига втулки и проверяется максимальное напряжение на втулке, которое не должно превышать допустимого значения для материала, из которого изготовлена втулка.
Расчет натяга и выбор посадки ведутся в следующем порядке.
Определяется давление, Па, на посадочную поверхность из формулы
Р 1.2Q Pv =---- =---—-—,
у Sf ndB If
где f— коэффициент трения между сопрягающимися поверхностями (для сталей и чугунов в среднем f — = 0,14-0,15);
S —площадь посадочной поверхности, м2:	S = ndBl
(dB и I — внутренний диаметр и длина втулки).
Затем определяется необходимый минимальный натяг Дт,-П, м:
Дтм = Ру^в/0,	(9-96)
где О— коэффициент; если вал и втулка изготовлены из стали, а вал не имеет отверстия, то
(9-95)
424
е
© =
Уточняем силу Р по (9-95):

D2 — d2 в в
Е—модуль нормальной упругости (для сталей £=2,1-10'1 Па);
Du — наружный диаметр втулки, м.
По полученному значению натяга Amin выбирается стандартная посадка, имеющая натяг, близкий к расчетному.
Максимальное напряжение втулке определяется по
Ч_____
/ d„ \2
а —
на формуле
(9-97)
Значение р'у определяют из (9-96) при максимальном натяге Д„Шх.
Пример расчета втулки, запирающей сердечник якоря на валу.
Dn = 26,5-10-? м, dB = 8-10—? м, DB = = 11,5-10-з м, / = 3,5.10-? м, </ =
= 5-10s Па.
По (9-93)
Л 3,14
Q =
4
(26,5г — 82)- 10-’-5-10s =
по (9-95)
= 25 000 Н;
1,2-25 000
Ру '= л-8-10—?-3,5-10-?-0,15 = 227-10s Па.
Необходимый минимальный натяг (9-96) _	227-105-8-10—-
5,45. ю’.о 2,1-10“ (II,52 + 82). Ю-ч (11,5а — 82)-10—1 = 5,45-1010 Па.
0 =
из
= 332-10—7 м.
По стандарту СТ СЭВ 144-75 выбира-
ем посадку о0-----—— (допуски для ва~
М£?з)
ла мкм, а для втулки о’зомкм). При этой посадке минимальный натяг Amin = = 75—30 = 45 мкм (45O- 10—7 м), максимальный натяг Ал,ai = 94—0 = 94 мкм (940Х ХЮ-7 м).
Уточняем давление иа посадочную поверхность при минимальном натяге по (9-96):
450- 10-’.5,45-1010
8-10
306.10s Па.
Р = 306- 105л-8.10-а-3,5.10-2-0,15 = = 40 300 Н.
40 300
25 000
= 1,615 > 1,2.
Давление при максима льном натяге
,	900-10—7
Pv== —------— -5,45-10*“ =614- 10s Па.
у 8-10—?
Напряжение на растяжение в сечении втулки по (9-97)
2-614- 10s о =------------------=
I 8-Ю-з
' "" 111,5-10-?/
= 240-10“ < 0,7-360-10“ Па.
Проверка прочности зубцов. Зубцы магнитопроводов нагружены центробежной силой, силами от собственного веса, а также от веса обмотки и изоляции, лежащих в пазу. Наиболее слабым в механическом отношении является сечение в основании зубца шириной bz. Напряжение растяжения в этом сечении определяется по формуле, Па, о = С;Д. (9-98)
Центробежная сила зубца и содержимого паза на 1 м длины якоря, Н/м,
С'гп- 5,5 « + <„)
х Z 4m£x.V. 10з	(9-99)
\ 1000 /
где D2, ha — внешний диаметр ротора (якоря) и высота паза, м.
Масса зубца на 1 м длины якоря, кг,
/»; = 7,8becp/z„ Лс-103, (9-100) где Ьгср — средняя ширина зубца, м; •
kc — коэффициент заполнения пакета сталью.
Масса меди обмотки и ее изоляции на 1 м длины якоря, кг,
<„^'< + <=[8’ЧЛп +
+ 2,5(6nftn-<?aMn)]-103, (9-Ю1)
где	qa—сечение проводника, м3;
Nn—число проводников в пазу:
Ьи— ширина паза, м.
4-25
Проверка прочности шпонок. Шпонки для фиксации магнитопро-вода обычно выбирают такого же сечения, что и на свободном конце вала. Они рассчитываются на смятие рабочих поверхностей, исходя из наибольшего значения передаваемого момента. Наибольшее распространение получили призматические шпонки. Напряжение смятия, Па,
----, (9-102) 0,25(/вйшп /пц,
где Л'1К—номинальный момент, Н-м;
/?шп, Ашт — высота и длина шпонки, м.
Коэффициент перегрузки k вы-, бирается в предел эх 2—3.
В шпонках, иготовлснных из стали Ст5, допустимое напряжение принимается приблизительно равным 150- 10й Па
б! Расчет бандажей и клиньев
В пазах роторов и якорей располагаются обмотки, на которые при вращении действуют центробежные
Pi (с. 9-50. Якорь машины постоянного тока е креплением обмотки бандажами.
силы. Для предотвращения перемещения в радиальном направлении обмотки должны быть надежно закреплены.
Лобовые части обмоток закрепляют бандажами, намотанными из проволоки илл стекловолокна. Закрепление пазовой части обмотки посредством бандажей может применяться для машин постоянного тока относительно небольшой мощности (при диаметрах якоря до 300—350 мм), имеющих открытые пазы. Бандажи располагают в специальных канавках магнитопроводов, которые образуются в результате применения листов меньшего диаметра, чем основные (рис. 9-50).
Применение бандажей имеет оп
ределенные преимущества, так как при этом уменьшается высота зубца, что приводит к уменьшению магнитного напряжения зубцов и потерь при их перемагничивании. Однако при больших скоростях (при оа^35 м/с) применение бандажей становится нерациональным, так как бандажи перекрывают чрезмерно большую поверхность якоря, что ухудшает его теплоотдачу. Наличие проволочных бандажей понижает КПД машины из-за потерь в них, а при бандажах из магнитной проволоки ухудшается коммутация. Наличие кольцевых канавок увеличивает воздушный зазор, а следовательно, и магнитное напряжение зазора. Поэтому у более мощных машин обмотки в пазах закрепляют клиньями.
У асинхронных двигателей и машин постоянного тока, имеющих на роторе (якоре) полузакрытые пазы, крепление обмоток в активной части производят клиньями.
Расчет бандажей. Для бандажей применяют магнитную или немагнитную стальную проволоку или стеклоленту. При частотах перемагничивания более 50 Гц и в напряженных по коммутации машинах на активной части преимущественно применяют немагнитную проволоку. Диаметр проволоки для бандажей предварительно выбирают в пределах 0,8—2 мм (меньшие диаметры проволоки берут для машины с меньшим диаметром якоря).
Для уменьшения потерь банда ж на магнитопроводе подразделяют на части, для чего по длине магнитопроводов делают несколько канавок. Длину каждой канавки следует брать не больше 15—20 мм, а общая длина всех канавок не должна превышать 35% длины магнитопровода. На лобовых частях обмотки ширина бандажей может достигать 40 мм. Более широкие бандажи также следует делить на части или применять укладку в несколько слоев по высоте.
Под проволочными бандажами на пазовой и лобовой частях обмотки якоря подкладывают миканит толщиной 0.3—0.4 мм. Наружный диаметр установленных бандажей
426
не должен превышать наружного диаметра якоря. Для укрепления бандажей по ширине применяются скрепки из белой жести шириной 8—15 мм, припаиваемые оловянным припоем (рис. 9-51).
По сравнению с проволочными бандажи из стеклоленты, пропитанной синтетическими смолами, имеют преимущества. Они не имеют
Рис. 9-51. Крепление концов проволоки бандажей якоря.
а — на магнитоировод*;; d—на пибовых частях обмотки.
собственных потерь, не требуют наложения изоляции между бандажом и обмоткой, менее трудоемки в изготовлении. Недостатком таких бандажей является их болыйая толщина, так как стеклолента имеет меньшую механическую прочность.
При расчете бандажа исходят из того, что он испытывает напряжения от центробежных сил обмотки и самого бандажа. Число витков проволочного бандажа
= 1,13 —_m(D2-hn)— х (°ДОП — ^о)
х/ п'”‘* Лю3,	(9-103)
1 юоо !	'
где de, — диаметр проволоки бандажа, м;
(Тдоп — допустимое напряжение растяжения, принимаемое для стальной бандажной проволоки 450-106 Па;
Птах — максимальная частота вращения, об/мин;
По — напряжение от центробежных сил бандажа, На,
Для бандажей из стали
а = 2,202 ах V. j0?	(9_j04j
0	1000 /
При определении числа витков бандажа, располагаемого на магнитопроводе, в (9-103) подставляют массу проводников /п0 и изоляции тп пазовой части обмотки, кг:
то,и =то + ,Па = т'о,п Z2 1< (9-1°5) где	Z2— число пазов якоря;
I—	полная длина магнито-провода якоря, м;
то_„— по (9-101).
Для нахождения витков бандажа с одной стороны лобовой части в (9-103) подставляют массу т:1, кг:
/л... дь 1,2-0,7-8,9-1039о NnZtx, (9-106) где 0,7т—длина лобовой части проводника, м;
т—- полюсное	деление, м;
qa— площадь поперечного сечения проводника, м-\
Коэффициент 1,2 приближенно учитывает массу изоляции.
Число витков бандажа из стеклоленты определяют по формуле
= ОД	/jwq2.1Q3j
4л (идол — «о> \ ЮОО I
(9-107)
где </л — площадь поперечного сечения ленты, ма;
Одоп — допустимое напряжение растяжения, равное 150-106 Па для стеклоленты класса нагревостойко-сти В и 130-106 Па для класса F.
Для бандажей из стеклоленты, Па,
о =0,51№ f-^M-107. (9-108)
°	-	1000 /
Для бандажей используется лента ЛСБ (ТУ 6.11.22-70) толщиной 0,18—0,2 мм и шириной 10, 15, 20, 25, 30 мм. Высоту бандажных канавок на сердечнике якоря выбирают от 2 до 3,5 мм.
Пример расчета. Двигатель постоянного тока Ря=75 кВт, максимальная эксплуатационная частота вращения (при ослаблении поля) 2200 об/мин, />з = 25,8У
X 10-“ м, / = 26,7-10-“ м, Za^27, ,Vn=---— 12, ф, —3-10~“ м, 5п=1,2.10-2 м,
427
qa = 16,15- 10—e м«, 9л = 0,2-10-3-15X X 10—3 = 3,0-10—6 M-.
Из (9-101)
m'o „ = | 8,9- 16,I5-10_s-12 + 2,5 (1,2 X X10~2-3-l0-2 — 16,15-!O_“-12)]X X 103 = 2,145 кг.
Масса пазовой части обмотки с изоляцией по (9-105)
т0,„ = 2,145-27-26,7- 10~г = 15,4 кг.
Напряжение от центробежных сил по (9-108)
X 10’ = 2,38-103 Па.
По (9-107)
15,4 (25,8-10—3 — 3-10—2)
’ 3,0-10—“(150 10н — 2,38-10е)
Расчет клиньев. Клинья изготовляют из гетинакса, текстолита, стеклотекстолита и дерева (бука, клена, ясеня). Клин рассчитывают на изгиб как балку с сосредоточенном нагрузкой посредине. Эта нагрузка равна центробежной сиде пазовой части обмотки. Расчет производится па 1 м. Исходя из этого определяется предварительная высота клина Лк (рис. 9-52), м:
1,221/	(9-109)
г °лоп
Центробежная сила пазовой части обмотки на 1 м, Н/м,
С = 5,5< „ (£>., — h\ tea+l2.10s, °-"	\ 1000 ]
где ш'о а— по (9-101);
Z+—средняя ширина клипа, м (рис. 9-52):
&И~6П + (1 ^-3).10-3
Допустимые напряжения на из-ГИб СУдоп /1ля гетинакса 20 МПа, для текстолита 35 МПа, для дерева при расположении волокон поперек паза 8 п вдоль паза 4 МПа.
По найденной высоте hK из табл. 9-9 подбирают нормализованные размеры клина. Приведенные
Рис. 9-52. К расчету пазового клана.
в таблице размеры даны в соответствии с рис. 9-52. По производственным соображениям высота клина должна составлять не менее 0,255п-
После выбора клина проводят поверочный расчет. Напряжение на изгиб, Па,
о=1,5С'й/^-	(9-110)
h К	'
Напряжение па срез, Па, т = О,5С7/го,	(9-111)
где йо — в метрах по рве. 9-52 и табл. 9-9.
Допустимое напряжение на срез т для гетинакса 10 МПа, для текстолита 15 МПа, для дерева при расположении волокон поперек паза 4 и вдоль паза 2 МПа.
Таблица 9-9
/|к, мм	3	4	5	6	7	8
Ьк, мм	*П 4-1	6Ц + 1,2	bu + 1 ,8	-у- 2,3	Ьп + 2,9	tn+ 3,2
>1, . мм	2.5	3,5	4,5	5,5	6,5	/
428
Пример расчета. Тот же двигатель, что и в предыдущем примере (Рк — = 75 кВт). Размеры паза: йпХйг.~3,6Х X 10-’Х 1,2-!0-2 м. Остальные данные те же.
Из (9-101)
«о,и = [8,9-16,15.10-6-]2 +
+ 2,5(1,2-1O-5-3,6-10-5 —
— 16,15-IO-6-12)]-10» = 2,325 кг.
Центробежная сила пазовой части обмотки
С'=5,5-2,325-(25,8-Ю-5 — /1,2-2200\2
-3,6- ю-2) (— ) -103=19,8.10’Н/м
Материал	клина—текстолит с о=
=35 МПа. Выбираем Ьк~14'10-3 м.
Из (9-109)	__________________
/19,8-10’-14-10-’ ---------------------= 350-Ю5
= 3,44 10“’ м.
По табл. 9-9 выбираем клин с hlt— = 4-10-’ м; йк= 12+1,2= 13,2 мм; Ло = =3,5 мм.
Проводим проверку: по (9-110)
, „ 19,8-10’-13,2-10-’
а = 1,5--------------------==
4г10-в
= 24,4-10е <зе. ю» Па; по (9-111)
„ _ 19,8-10’
т = 0,5j = 2,82-10е < 25-10® Па.
9-8. КОЛЛЕКТОРЫ
Коллектор является ответственной и сложной частью машины постоянного тока. Он состоит из коллекторных пластин, которые изготовляются из твердотянутой меди трапецеидального сечения толщиной 3—15 мм. Иногда для повышения механической прочности пластины изготовляются из меди с присадкой кадмия. Для изоляции медных пластин друг от
друга между ними укладывают прокладки из специального коллекторного миканита толщиной 0,8— 1,5 мм. Набор коллекторных пластин с изоляцией между ними должен быть прочно закреплен и иметь строго цилиндрическую форму при всех режимах работы машины. Существующие конструкции коллекто-
Рис. 9-53. Способы крепления коллекторных пластин.
ров различаются по способу крепления пластин и имеют большее многообразие. Здесь рассматриваются наиболее употребляемые в современных машинах способы крепления:	нажимными конусными
фланцами и конструкционной пластмассой.
При креплении нажимными конусными фланцами коллекторные пластины выполняют в виде ласточкина хвоста. Изоляционные прокладки между пластинами выполняют такой же формы. Коллекторы с креплением нажимными конусными фланцами подразделяют на арочные и клиновидные. В первом случае нажим па пластины осуществляется только на ласточкин хвост (рис. 9-53, а), а при клиновидном кроме нажатия на ласточкин хвост производится нажатие также на концы пластин (рис. 9-53,6).
Наибольшее распространение получили арочные коллекторы, как более технологичные. На рис. 9-54
Рис. 9-54. Коллектор малых машин.
4
429
и 9-55 показаны конструкции таких коллекторов.
На рис. 9-54 нажимные фланцы 7, надетые на втулку 2, стягиваются кольцевой гайкой <3. Для изоляции всех коллекторных пластин от корпуса на нажимные фланцы надевают прессованные из миканита манжеты 4, а на втулку — миканитовый
Рис. 9-55. Коллектор крупных машин.
цилиндр 5. Со стороны якоря у коллекторной пластины имеется выступ 6, называемый петушком, в котором выфрезеровывастся шлиц. В этот шлиц закладываются, а затем припаиваются проводники обмотки якоря.
Рассмотренную конструкцию применяют при диаметрах коллекторов до 200—250 мм и малой длине. В коллекторах с общей длиной более 200 мм нс рекомендуется применять затяжку фланцев кольцевой гайкой, так как в этом случае при нагреве пластин из-за температурной деформации происходит бочкообразный выгиб пластин.
Пример конструкции коллекторов с большими диаметрами показан на рис. 9-55. Здесь нажимные фланцы 1 стягиваются стальными
шпильками 2. На фланцы надевают миканитовые манжеты 3. При большой разнице в диаметрах якоря и коллектора в шлиц пластины впаивают медные полоски 4 — петушки, к которым присоединяют проводники якоря.
При высоких окружных скоростях коллекторов и относительно
Рис. 9-56. Коллектор на пластмассе.
большой их длине для повышения прочности применяют конструкцию коллекторов с бандажными кольцами. Стальные бандажные кольца, насаженные на внешнюю поверхность коллектора, осуществляют стяжку его пластин. Для предотвращения замыкания коллекторных пластин посадку колец производят на миканитовые пояски.
В корпусе коллекторов вентилируемых машин предусматривают каналы для прохода воздуха.
В коллекторах относительно небольших размеров (с наружным диаметром до 40—50 см) в настоящее время находит широкое применение крепление пластин пластмассами (рис. 9-56). По сравнению с креплением нажимными фланцами такие коллекторы более надежны в эксплуатации в отношении сохранения правильной цилиндрической формы, имеют меньшую трудоемкость изготовления и себестоимость за счет отсутствия механической обработки пластин на станке. Для посадки коллектора на вал внутри его предусматривают стальную втулку /, в которой для лучшего сцепления с пластмассой проточены кольцевые канавки. Пластмассу 2 впрессовывают в пространство между втулкой и коллекторными пластинами. Для этого применяют пластмассу марки Кб или АГ-4.
В целях повышения механической прочности в углубления коллек
430
торных пластин 3 вкладывают армировочные кольца выполненные из стальной проволоки или полосы. Размеры колец и число их витков зависят от диаметра коллектора. Показанная на рис. 9-56 конструкция коллектора применяется при диаметрах до 25 см.
Во избежание замыкания коллекторных пластин кольцами миканитовые прокладки между пластинами в хвостовой части имеют большие размеры, образуя выступы.
Внешний диаметр коллектора Дк, его общую длину /к и ширину коллекторного деления Ьк определяют из электромагнитного расчета. Ниже даны некоторые соотношения, позволяющие выбрать размеры коллекторных пластин (рис. 9-57). В дальнейшем эти размеры могут быть уточнены по результатам механическою расчета.
Высоту коллекторной пластины принимают равной:
йк«(0,80ч-1,15)KDT. (9-112)
Высота ласточкина хвоста
Йг «(0,5 ч-0,55) йк. (9-113)
Для равномерного распределения центробежных сил ласточкины хвосты стараются располагать несимметрично (/з>^)- При выборе длины 1л можно исходить из соотношения
/4 >(1,2	1,6}/?!.	(9-114)
Ширину ВЫТОЧКИ /1. нужной для выхода шлифовального круга и фрезы при продорожке изоляции между пластинами, берут равной 6—8 мм.
Размер I? выбирается для якорей с многовитковыми секциями
равным 12 15 мм, а для якорей с одновптковыми секциями 15— 20 мм.
Толщина миканитовых манжет равна 1 — 1,5 мм, а миканитового цилиндра 0,75—1 мм.
Профиль ласточкина хвоста задается углами а и (3, которые обычно применяются равными соответственно 30 и 3°. При диаметре коллектора до 15 см эти углы берутся равными 45 и 3°. Число шпилек для стягивания нажимных фланцев зависит от диаметра коллектора. При Di; до 50 см число шпилек выбирается в пределах от 6 до 12. Диаметр шпилек не рекомендуется брать менее 16 мм.
а) Механический расчет коллектора с нажимными конусными фланцами
Ниже дается упрощенная методика, которая позволяет получить удовлетворительные результаты для большинства практических случаев.
Рис. У-58. К расчету коллектора.
Более полный расчет изложен в [2 и 34].
В предлагаемой методике механического расчета коллектора проводится проверка напряжений в наиболее опасных сечениях пластины, стяжных болтах и миканитовой манжете. Опасными сечениями коллекторных пластин являются сечения 1 — 1, II— 11, Ш—111 (рис.9-58).
При расчете напряжений в сечениях / — / и II — II консольную часть пластины рассматривают как балку с заделанным конном, иа которую действует распределенная нагрузка. Распределенная нагрузка создается двумя силами: центробежной силой части пластины Ск и радиальной составляющей силы
431
арочного распора А, которая возникает в результате сжатия пластин нажимными фланцами.
Консольные части пластины рассчитывают для изношенного коллектора. Радиальный износ е можно принять до 20—40% ^2 (рис. 9-58).
Исходя из сказанного, напряжение изгиба в сечении I— I, Па, находится как
G = А Ъ	, (9-115)
2 fcfiI (fts - е)«
где Ьк\— средняя толщина консольной части пластины, м:
= »<°. -"--Ч -
Ь„— толщина миканитовой прокладки;
К — число коллекторных * пластин;
/3, h2, DK — размеры, м, по рис. 9-57.
Центробежная сила Сщ, Н, определяется по формуле
CKi=HWblZ?el(^g_)2-10\ (9-116) где 7?0i=(£>K — /i2 — e)/2 —радиус инерции консольной части, м;
шк]— масса выступа (консольной части), кг;
mK1 = 8900S1(I V,
Ski — площадь боковой поверхности выступа, м2.
Радиальная составляющая силы арочного распора, II,
fKi = 2puSK ".	(9-117)
1\
Давление между пластинами р0 выбирают таким, чтобы обеспечить сжатие миканитовых прокладок, при котором они не имели бы возможности перемещаться радиально. Это давление может быть определено по эмпирической формуле, Па,
А> = [боч- _М3/2 i. 10s, [	\ 1000 10 )	|
(9-118)
ющих сил в сечении III — III, Па, уголок хвоста рассматривают как балку, заделанную в этом сечении и нагруженную сосредоточенной силой:
ох = 3	+ FP.x> h ,	(9. j j 9j
^к.х %
где &ц,х — толщина пластины в средней части хвоста, м:
h — л(Рк —2йа —Ф) __ , t/K.X	„	VK>
/г1( 4 — размеры, м, по рис. 9-58.
Центробежную Сх и радиальную составляющие силы арочного распора Fp,x подсчитывают по (9-116) и (9-117). При этом вместо массы шк,1 должна быть взята полная масса коллекторной пластины и вместо Ski — расчетная площадь боковой поверхности пластины. Радиус инерции берется равным /?ок= = (DK — fin)/2. Напряжения сх и ак не должны превосходить 120 МПа.
Напряжение сжатия в миканитовых манжетах, отнесенное к 1 № площади прилегания манжеты к конусу с углом а, находят как
Ом= 5* + /?1>л .	(9-120)
2&i; x a cos а
где а, м — по рис. 9-58.
не должно превосходить 50 МПа.
Стяжные болты рассчитываются, исходя из осевого давления, которое должны создать нажимные шайбы.
Напряжение в болтах на растяжение, Па,
<Т- = -АА Ах) tea , (д.! 21) l,56d2m6
где do — диаметр болта, м;
mg — число болтов.
Значение erg не должно превышать 300 МПа.
Когда фланцы стягиваются кольцевой гайкой, проверяют напряжение на срез витков резьбы гайки от силы запрессовки, Па:
где DK — диаметр коллектора, см.
Для сечения II— II напряжение подсчитывают аналогично (с учетом петушков). При расчете напряжения от растягивающих и сжима-
где £>г. /7Г — диаметр резьбы п ширина гайки, м.
432
Напряжение должно быть не более 80 МПа.
При нагреве коллектора возникают дополнительные напряжения вследствие неодинакового расширения меди и стали. Дополнительные напряжения учитывают путем умножения найденных выше напряжений на коэффициент 1,1 —1,2.
Пример расчета.	£>,..= 180Х
X 10—3 м, hK = 40-10—3 м, Л, = 20-10—! м, = 20.10—3 м, s = 6-10~3 м, /а = = 30-10—3 м, /5 = 25-10—3 м, /6=10Х X 10—3 м, а = 20’ 10—3 м, /< = 81, Ь„ — = 0,8-10—Зм, SK = 27,6-10-1 м2, SM = = 5,7-10-“ м!, 5к2Д = 1,8-10-’ м=, SK2B= = 5,1-10-* м2, n„nv= 1,2-2200 = = 2640 об/мин, Нг — IO -10—3 м, Dr =
= 95-10—3 м.
Из (9-118)
2640
[	\ 1000 10
= 11,2-10“ Па. Сечение /—I:
из (9-117)
• 103 =
FK1 = 2-112-105-5,7-10—* ——- = 492 И;
8 i
л (180— 20 — 6) -10—3 =
81
— 0,8-10—3 = 5,18-10—3 м;
масса консольной части	•
тк1 = 8900-5,7-10~*-5,18-10-3 = = 26,2-10—3 кг;
радиус инерции консольной части (180 — 20-6)-10-3
= 77-10—3 м;
Дц —
2
центробежная сила по (9-116)
СК1 = 11-26,2-10-3-77-10—’ Г—40 У
К1	\ 1000 )
X 103 = 155 Н;
X
напряжение изгиба по (9-115)
3	30-10-3(155 + 492)
— 2 5,18-10-3.(20 —6)2-10-“
= 28,6-10“ < 120-10“ Па.
Сечение II—II (с учетом петушков, рис. 9-58):
бк2 = 2-112-10“ (1,8+ 5,1)-10—1
л
8?
= 600 11;
центробежную силу определяем для двух участков консольной части (Л и В на рис. 9-58):
тк2А = 8900' 1,8-10-’-5,18- IO-3 =
= 8,3-10-г кг;
/ 2640 V
С ,А = 11-8,3-10-3-77-IO-3 ------ X
каЛ	1000 )
X 103 = 49 Н;
тк2В = 8900-5,1 -10-*  5,18 -10-8 =
= 23,4- 10—s кг;
/ 2640 \®
С,.„д =11-23,4- IO-3- 88- 10-з (2- х
,й®	\ 1000 I
X 103 = 158 Н,
где Им в=88’ 10“3 м — радиус центра тяжести петушков;
напряжение изгиба по (9-Н5)
3 25-IO-3-((49+ 158)+ 600) °К2~ 2	5,18.10-3(20 — 6)3.10-“ ~
= 29,8-10“ < 120-10“ Па.
Сечение III—III:
из (9-117)
Fp = 2-112-105-27,6-10-1	= 2400Н;
л (J80 — 40)-10—3
*к,ср =	8,
— 0,8.10-3=
= 4,63-IO-3 м;
тк п = 8900• 27,6-10-‘ • 4,63• IO-3 =
= 98,5-10-э кг;
центробежная сила по (9-116) /2640\2
Сх= 11-98,5-10-3-70-10-3 ---- -103=
\1000/
= 530 II; л(180 —2-20— 20)-IO-3
*- =-------------8i----------~
— 0.8-IO-3 = 4-IO-3м;
_ 3 (530 + 2400) -10-10—3 4-IO—’-162-10-“	~
= 86- 10“ < 120-10“ Па;
напряжение сжатия в манжетах по (9-120) ________________530 + 2400________ 2-4-10-3-20-Ю-з’Кз/г
= 21-10“ <50-10“Па;
напряжение на срез резьбы гайки по (9-122)
_ (530 + 2400). 81 • (/Кз
°г~	2л-95-10-3-10-10~3	~
= 23-10“ <80-10“Па.
28—326
433
а) Механический расчет коллектора на пластмассе
При механическом расчете коллектора на пластмассе определяют напряжение в кольце из пластмассы, удерживающем пластину. Давление на кольцевой выступ иласт-
Рнс. 9-59. К расчету коллектора на пластмассе.
массового кольца, Па (рис. 9-59), определяется по формуле
<7в =
ь» Ун 2т2 2f — «м
.	. С$пл Упл Ч" SK ум k3 M) X
1 — «з,м
F £" (m2 — 1) + ум k3M | х
СПЛ °Пр	J
2,76S,. Ро / ппшх \2 _ j дз
1В । 1000 /
(9-123)
где Ьи— толщина миканитовой прокладки, м;
у,, = 2000 кг/м3; Тпл=1800 кг/м3; Ум = 8900 кг/м3 — плотности миканита, пластмассы и меди;
Do — диаметр окружности по центр}’ тяжести коллекторных пластин, м;
/— коэффициент трения меди по миканиту: / = 0,05;
ам=26п/9о—радианная мера толщины прокладок, рад;
5цЛ — площадь поперечного сечения пластмассового кольца, м2;
SK— боковая площадь коллекторной пластины, м2;
•$пр — приведенная площадь пластмассового кольца с учетом стальных колец, м2:
е — о < О с ,
'-’пр °пл 1	,, °СТ’
SCT — площадь поперечного сечения армирующего кольца, м2;
£„=0,02- 1О‘> Па; Еп1=0,1  10“ Па; £ст=2,1 • 10“ Па — модули упругости миканита, пластмассы и стали;
т — коэффициент, равный отношению испытательной частоты вращения коллектора к максимальной частоте вращения якоря птс1Х, принимают от = 1,8;
^з,м — коэффициент заполнения коллектора медью:
£3,м = 1----7“-----
/„ — ширина кольцевого выступа, м.
Напряжение растяжения всего пластмассового кольца, вызванное радиальной деформацией, Па,
ст1]Л=-^А^2-.	(9-124)
•$пр
Предел прочности при растяжении составляет 20 МПа для пластмассы Кб и 80 МПа для пластмассы АГ-4.
Прочность коллекторных пластин проверяется на напряжение в них от арочного распора F и центробежной силы С.
Консольные части пластин проверяют, так же как и в предыдущем случае, по (9-115). Кроме того, проверяется напряжение в сечениях а—Ь и с—е (рис. 9-59).
Напряжение растяжения пластины в сечении а—Ь, Па,
ст = .A+S- ,	(9-125)
^к1 It
где &кь 6—толщина коллекторной пластины в сечении а—b и длина хвостовой части пластины в этом сечении, м.
Силы С, и К, определяют по (9-116) и (9-117) соответственно для части пластины, расположенной выше линии ab.
Напряжение среза в сечении с— е, Па,
Т = А±^,	(9-126)
2i>K2 h?
где Ьк2, /г2 —средняя толщина и высота пластины в сечении с—е, м.
Силы Сх и Fx определяют для всей пластины.
Среднее давление между пластинами, Па, обеспечивающее необхо-
434
димыи арочный распор, определяют по формуле
102-10~* 1 * 3 • 0,02 • 10г ’
X 2000 (I — 0.75)1-------------:-------}
' 2-0,1-104-15,1-10—*
I” SK Ум ^з.м "Ь 5КУИ(1 ^3,м)1
По £|| 2£цл 5Пр
] 5,5£>0
%ДУ
1000
(9-127)
Пример расчета. £>«=125Х
Х10~3м, Лк —30-10—Зм, &п = 0,8-10—3 м,
S„ = 17,8-10—* м2, -$Пл = 13-10—4 м2, SCI=0,05-10—4 м2, К=93, D0=102-10—3 м, lb= 15 10—Зм, m=l,8, nmw=l,2X X 3000 об/мин, h2 — 8-10“3 м.
Коэффициент заполнения коллектора медью
93-0,8-10—3
“л (125-30)-10s “ ’
/1,8-1.2-30004
Х5,5-102- 10—а I —---------- -103 =
\	1000	)
= 10,7-10“Па.
Из (9-117)
Fx = 2-107-105 17,8-i0-4 —= 1290Н.
93
Средняя толщина коллекторной пластины
^--зомо^
93
= 2,4-10—3 и.
Средняя толщина пластины в сечении с—е (рис. 9-59)
л( 1,25 -10—3—2 30-10—34~8-10—3)
*н2 -		дз	—
-0,8-10—3 = 1,36-10—® м.
Приведенная площадь пластмассового кольца
2,1-1011 Sap=13-io-4 + 26^r-0,05.10-4=
15,Ы0-4м2.
Масса пластины
тк = 8900-17,8-10-4-2,4-10—3=38-10~3 кг.
Из (9-116)
Сх = 11-38-10—3X
Из (9-123)
ХЮ-3
1,8-1 ,2-30004
103 = 895 И.
0,8-10—2 • 2000
?в —
2-1,82
,	2-0,8-10—3 102-10—3
2-0,05 ------:-------
102-10—3
--~(13-10-4-1800 +
1 — и, (о
4-17,8-10“-8900-0,75)
0,02-10п (1,82 — 1) г 0,1 -10’1- 15,1-10—4 '
-г 8900-0,75
2,76-17,8-10—4-102-10~3
—------:---------------X
15-10~3
/1,8-1,2-3000\2
X :------------ - 10s = 36-106Па.
\	1000	)
Из (9-124)
36-10в-15-10—3-102-10~3
°пл	15,1-10—4
= 36,6-10“ < 80-10“Па.
Давление межд}' пластинами по (9-127)
4----------[13-10—4 1800 4-
1 —0,75 1
4- 17,8-10—4-8900-0,75-р 17,8-10~4 X
Напряжение среза в сечении с—е по (9-126)
1290 4- 895
2-1,36-10—“• 8-10—3
= 100-10“ < 120-10е Па.
4-9. КОНТАКТНЫЕ КОЛЬЦА
Контактные кольца применяют в синхронных машинах и асинхронных двигателях с фазным ротором. Они располагаются на валу машины и к ним подсоединяют обмотку ротора. У синхронных машин устанавливают два кольца, а у асинхронных— три. К контактным кольцам синхронных машин через неподвижные шетки подсоединяют источник питания для обмотки возбуждения, а в асинхронных двигателях — пусковой или регулировочный реостат. Контактные кольца располагают или между магнитопроводом ротора и подшипниковым щитом, или выносят за подшипниковый щит. В настоящее время наиболее часто применяют последнюю
28*
435
конструкцию, так как в этом случае можно выполнять оба подшипниковых щита одинаковыми, кроме того, устраняется опасность попадания на обмотки щеточной пыли.
Материалом для колец служат сталь, чугун, латунь или медь. На рис. 6-5 была показана конструкция узла контактных колец для асинхронного двигателя серии 4А. Диаметр контактных колец выбран
Рис. 9-60. Контактные кольца на втулке.
меньше внешнего диаметра подшипника, что дает возможность при разборке машины снимать подшипниковый щит без предварительного съема колец. На рис. 7-2 была приведена конструкция узла колец для синхронных двигателей СДИ2.
У машин относительно небольшой мощности контактные кольца 1 в холодном или горячем состоянии напрессовывают на втулку 2, расположенную на валу (рис. 9-60). Для изоляции колец от втулки применяют наложенный в несколько слоев формовочный миканит 3 толщиной 0,5—0,7 мм. При наружном диаметре до 100 мм контактные кольца иногда выполняют на пластмассе.
Для машин большой мощности применяют кольца с болтовым креплением (рис. 9-61). Контактные кольца 1 изолированы друг от друга и от болтов 3 изоляционными трубками 2. Весь узел прикрепляют к торцу вала 4. Эта конструкция имеет сравнительно небольшую массу, хорошее охлаждение колец, но она менее надежна в отношении прочности крепления и биения.
Механический расчет контактных колец производят с целью определения напряжения в них от действия центробежной силы. Расчет производится для колец после их предельного износа. Предельный
диаметральный износ принимают: 8 мм для колец диаметром до 100 мм, 12 мм для диаметров 100— 250 мм и 16 мм для диаметров свыше 250 мм.
Центробежная сила кольца, Н, С..= H/nK/?..f-^^|2-103, (9-128) \ 1000 )
где ти— масса кольца, кг;
/?„— средний радиус кольца, м;
nmax—максимальная частота вращения, об/мин.
Напряжение на растяжение в опасном сечении (сечение кольца, ослабленное отверстием для контактной шпильки), Па,
a =	(9-129)
2л$к
где 5к — площадь сечения кольца, м2:

Dia — внешний диаметр кольца после износа, м;
DB, d0 — внутренний диаметр кольца и диаметр отверстия под шпильку, м;
Ьк — ширина кольца, м.
Напряжения в контактных кольцах, напрессованных на втулку, должны быть рассчитаны с учетом натяга при прессовой посадке по (9-97). Допускаемые напряжения не должны превышать 150 МПа для стальных колец и 75 МПа для латунных.
9-10. ТОКОСЪЕМНЫЙ АППАРАТ
Токосъемный аппарат, предназначенный для съема тока с коллектора или с контактных колец, состоит из щеток, щеткодержателей, щеточных пальцев и траверсы. На рис. 9-62 показаны некоторые из возможных конструкций щеткодержателей.
Щетки для электрических машин прессуются из угольных и графитных порошков. Электрические свойства щеток и стандартизованные их размеры приведены в приложении IV. Для отвода тока в щетки заделываются гибкие плетеные ка-
436
Рис. 9-61. Контактные кольца с болтовым креплением.
Рис. 9-62. Щеткодержатели машин постоянного тока. а — радиальный; 6 — реактивный.
натики 4, которые вторыми своими концами посредством припаянных к ним наконечников присоединяют к неподвижной части щеткодержателя. Щетки 2 устанавливают в обойму щеткодержателя 1. Щеткодержатели выполняют из латуни литыми и штампованными. Для того чтобы
Рис. 9-63. Радиальный щеткодержатель.
/ — щетка; 2 — щеткодержатель; 3 — фарфоровый наконечник; 4 — пружина; 5 — рычаг; 6 — нажим* мая пружина; 7 — корпус щеткодержателя.
осуществить плотный контакт с коллектором или контактными кольцами, на щетки с помощью пружины 3 осуществляется давление, которое выбирается равным 0,02—0,04 МПа. Щеткодержатели укрепляют на щеточных пальцах с помощью колодок 5. На щеточном пальце обычно размещают несколько щеткодержателей. Наиболее распространенным видом щеткодержателей являются радиальные (рис. 9-62,а), у них направление щетки совпадает с продолжением радиуса коллектора.
Такие щеткодержатели применяют для реверсивных машин, так как условия работы щеток не зависят от направления вращения. На рис. 9-63 показана еще одна конструкция радиального щеткодержателя.
Для машин одностороннего вращения чаще находят применение ре-
Рис. 9-64. Траверса.
активные щеткодержатели (рис. 9-62,6), достоинство которых заключается в том, что при определенном нажиме и угле наклона щетка не упирается в обойму и скользит в ней без трения.
В машинах постоянного тока щеточные пальцы крепят к траверсе, являющейся несущей конструкцией всего узла токосъема. Траверса должна иметь возможность перемещения по окружности с целью установки щеток на геометрическую нейтраль при сборке и наладке машины. На рис. 9-64 показана одна из возможных конструкций травер
438
сы, которая применяется для машин относительно небольших мощностей. Траверсу закрепляют на специальной заточке подшипникового щита стяжными и стопорными болтами.
Пальцы, на которых укрепляют щеткодержатели, представляют собою цилиндрические или призматические стержни. Второе исполнение встречается чаще, так как оно проще в производстве и лучше фиксирует положение щеток. Призматические пальцы выполняют либо из гетинакса или текстолита, либо из полосы стали, опрессованной в месте крепления с траверсой. Цилиндрические пальцы изолируют от траверсы миканитовыми втулками и
шайбами или опрессовывают пластмассой. Число пальцев в машине обычно равно числу полюсов. Щеточные пальцы одинаковой полярности соединяют между собой медными шинами или проводами.
Щеткодержатели асинхронных и синхронных машин сидят на изолированной части пальца, металлический конец которого запрессован или ввинчен в прилив подшипникового шита.
Иногда у машин постоянного тока применяется также крепление щеточных пальцев непосредственно к подшипниковому щиту. Такое крепление пальцев принято, например, у машин серии 2П с высотой оси вращения /2 = 355-7-500 мм.